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UNIVERSIDADE FEDERAL DE SANTA MARIA CENTRO DE TECNOLOGIA
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA ELÉTRICA
EMULAÇÃO DOS REGIMES PERMANENTE E TRANSITÓRIO DE TURBINAS DE EIXO HORIZONTAL
INCLUINDO O MODELO ESTÁTICO DA TURBINA MAGNUS
DISSERTAÇÃO DE MESTRADO
Leonardo Candido Corrêa
Santa Maria, RS, Brasil
2014
EMULAÇÃO DOS REGIMES PERMANENTE E TRANSITÓRIO DE TURBINAS DE EIXO HORIZONTAL
INCLUINDO O MODELO ESTÁTICO DA TURBINA MAGNUS
Leonardo Candido Corrêa
Dissertação apresentada ao Curso de Mestrado do Programa de Pós-Graduação em Engenharia Elétrica, Área de Concentração em
Processamento de Energia, da Universidade Federal de Santa Maria (UFSM, RS), como requisito parcial para obtenção de grau em
Mestre em Engenharia Elétrica.
Orientador: Prof. Felix Alberto Farret, Ph.D.
Santa Maria, RS, Brasil
2014
Ficha catalográfica elaborada através do Programa de Geração Automática da Biblioteca Central da UFSM, com os dados fornecidos pelo(a) autor(a).
Candido Corrêa, Leonardo EMULAÇÃO DOS REGIMES PERMANENTE E TRANSITÓRIO DETURBINAS DE EIXO HORIZONTAL INCLUINDO O MODELO ESTÁTICODA TURBINA MAGNUS / Leonardo Candido Corrêa.-2014. 105 p.; 30cm
Orientador: Felix Alberto Farret Dissertação (mestrado) - Universidade Federal de SantaMaria, Centro de Tecnologia, Programa de Pós-Graduação emEngenharia Elétrica, RS, 2014
1. Emulador de turbinas eólicas 2. Turbina Magnus I.Farret, Felix Alberto II. Título.
Biblioteca Central da UFSM
© 2014 Todos os direitos autorais reservados a Leonardo Candido Corrêa. A reprodução de partes ou do todo deste trabalho só poderá ser feita mediante a citação da fonte. Endereço: Rua Doze, n. 2010, Bairro da Luz, Santa Maria, RS. CEP: 97110-680 Fone (0xx)55 32225678; Fax (0xx) 32251144; E-mail: ufesme@ct.ufsm.br
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Folha de dedicatória
Dedico esse trabalho à minha família, pelo apoio e compreensão durante minha vida acadêmica.
AGRADECIMENTOS
Primeiramente queria agradecer aos meus pais, Márcia e Luiz Henrique, que foram meus maiores exemplos de caráter e dedicação durante esses anos, pois me ensinaram verdadeiros valores desde sempre. São pessoas mais que essenciais na minha vida, sempre me deram apoio, amor e nunca mediram esforços para que mais uma batalha chegasse ao fim. Também agradeço ao meu irmão Pablo que me proporcionou momentos de alegria e descontração sempre que nos encontrávamos durante minha estadia em Santa Maria. Aos meus avós e familiares que mesmo distantes me passaram palavras de incentivo. Agradeço também a minha namorada Letícia, que nesses anos me deu apoio com palavras de motivação e ajuda. Ao meus colegas João e Cláudia que enfrentaram essa etapa comigo, sempre dispostos a contribuir e acrescentar, com os quais partilhei estudos e também risadas mesmo quando tudo parecia estar perdido. Ao colega de laboratório Frank que acompanhado de seu humor indelével sempre esteve disposto a somar. Ao meu grande amigo Jordan o qual conheci logo no início destes dois penosos anos, que me auxiliou dividindo seu conhecimento e experiência e que me acompanhou em outra tarefa dificílima chamada Pinus Bar, assim como meu ex-colega de graduação e amigo Guilherme que também contribuiu com seu conhecimento e teve grande empenho em me acompanhar à mesma tarefa difícil. Ao meu orientador, professor Felix A. Farret pela disposição, orientação, sabedoria e sugestões valiosas.
Our virtues and our failings are inseparable, like force and matter. When they separate, man is no more.
(Nikola Tesla)
The beautiful thing about learning is nobody can take it away from you.
(B.B. King)
RESUMO
Dissertação de Mestrado Programa de Pós-Graduação em Engenharia Elétrica
Universidade Federal de Santa Maria, RS, Brasil
EMULAÇÃO DOS REGIMES PERMANTE E TRANSITÓRIO DAS TURBINAS DE EIXO HORIZONTAL INCLUINDO O MODELO
ESTÁTICO DA TURBINA MAGNUS
AUTOR: LEONARDO CANDIDO CORRÊA ORIENTADOR: FELIX ALBERTO FARRET
Local e Data da defesa: Santa Maria, 24 de Janeiro de 2014.
A instalação de parques eólicos tem se expandido não só no mundo, mas também no Brasil. A energia eólica, apesar de ser já bastante consolidada, ainda é palco para muitos trabalhos científicos e pesquisas na indústria nas áreas de controle, topologias de conversores de potência e estabilidade na conexão de aerogeradores com a rede. Devido a este fato junto com a sazonalidade do vento, torna-se difícil estudar esse tipo de fonte em seu âmbito de operação, sendo assim desejável um ambiente controlado para testes. Esta dissertação apresenta uma topologia para emulação de turbinas de eixo horizontal (HAWT) utilizando um motor de corrente contínua para acionar geradores com o mesmo torque que haveria caso estivessem acoplados a uma turbina real. Para melhor verossimilhança com as turbinas em campo, além do modelo estático composto pelo ângulo de passo das pás e o coeficiente de potência, propõe-se um modelo dinâmico para representar o efeito cortante do vento, o sombreamento da torre e o direcionamento da turbina em relação ao vento. Além do mais, o modelo proposto permite também a emulação de máquinas de grande inércia usando motores de menor porte, pela simples alteração do torque imposto ao gerador. O diferencial nesta dissertação consiste na possibilidade de emulação da turbina Magnus, que é um aerogerador que possui cilindros girantes no lugar das tradicionais pás presentes nas HAWT, que aumentam o torque disponível. Com isto, pode-se mostrar como a turbina Magnus pode gerar maior potência em baixas velocidades vento. São apresentados então os resultados simulados e experimentais avaliando o comportamento completo do emulador de turbinas eólicas. Ambas as turbinas são analisadas com e sem MPPT. Finalmente, são mostradas as conclusões do trabalho e as propostas para futuros trabalhos. Palavras-chave: Emulador de turbinas eólicas, Modelo estático, Modelo dinâmico, Turbina Magnus
ABSTRACT
Master Thesis Post-graduation Program in Electrical Engineering
Federal University of Santa Maria
EMULATION OF THE STATIC AND DYNAMIC CHARACTERISTICS OF HORIZONTAL AXIS WIND TURBINES INCLUDING THE
STEADY-STATE REPRESENTATION OF A MAGNUS TURBINE
AUTHOR: LEONARDO CANDIDO CORRÊA SUPERVISOR: FELIX ALBERTO FARRET
Place and Date: Santa Maria, January 24th, 2014.
The lodgment of wind sites is in a visible growing demand not only in Brazil, but all over the world. The wind energy, even though consolidated, still hosts many scientific researches and industrial development in several areas such as control, power converter topologies and stability of grid connected wind turbines (WT). Due to the remarkable development of this technology in the market and the wind seasonality characteristics, it is difficult to study this power source in its operation field. Thus, a controlled environment for testing is desirable. This dissertation presents a topology of horizontal axis wind turbines (HAWT) emulator using a DC motor to provide an electrical generator the same torque that it would if it was driven by a typical WT. In addition to the static model, represented by the pitch angle and power coefficient, a dynamic model of HAWT is proposed in order to improve the representation of real turbines in the field, which allows characterizing the effect of wind shear, towering shadowing and turbine yaw. Furthermore, it permits emulating large inertia machines through smaller engines, by changing the torque imposed on the generator. The appealing motivation in this thesis is that the Magnus turbine emulation includes a relative new type of wind machine that possesses rotating cylinders instead of the traditional propeller blades in traditional HAWT. It is shown how these cylinders increase the available torque, then producing useful power even at lower wind speeds. Simulated and experimental results to evaluate the performance of the wind turbine emulator are presented. Both turbines are analyzed with and without MPPT. Finally the conclusions of this work are presented as well as new proposals for future works. Keywords: Wind turbine emulator, static model, dynamic model, Magnus turbine.
LISTA DE FIGURAS
Figura 1.1 – Proposta de emulação de turbina eólicas. (a) aerogerador em campo; (b) plataforma de emulação. ........................................................................................................... 22
Figura 3.1 − Turbinas de eixo horizontal (HAWT) tipo upwind (a) e downwind (b) e turbinas de eixo vertical (VAWT) (c). ................................................................................................... 31
Figura 3.2 − Turbina Magnus. (1) cilindros girantes. ............................................................... 33
Figura 3.3 – Ilustração do efeito Magnus em um cilindro. (a) vista isométrica, (b) vista em corte. ......................................................................................................................................... 33
Figura 3.4 − Fluxo de ar através de uma determinada área A. ................................................. 34
Figura 3.5 – Coeficiente de potência versus Velocidade de ponta de pá para diversos ângulos de passo das pás. (a) β = 0, β = 1, β = 2, β = 5, β = 10, β = 15 e β = 20; (b) Curva da superfície
,pC . ................................................................................................................................. 37
Figura 3.6 – Coeficiente de potência em função de λ e λc. ....................................................... 38
Figura 3.7 – Esquema do efeito cortante do vento (a) e sombreamento da torre (b). .............. 40
Figura 3.8 – Torque resultante do efeito do cortante do vento e sombreamento da torre (a) no domínio do tempo e (b) no do domínio da frequência. ............................................................ 41
Figura 3.9 – Modelo mecânico do sistema real (a) e do sistema emulado (b). ........................ 42
Figura 3.10 – Compensação da inércia no modelo dinâmico a uma dada velocidade; (a)Velocidade de rotação do motor; (b) Torque em regime permanente e torque compensado com compensado com e sem amortecimento do eixo. ............................................................. 43
Figura 3.11 – Mecanismo de direcionamento da nacela. ......................................................... 44
Figura 3.12 – Potência mecânica de uma turbina em função da rotação para diferentes velocidades de vento. ................................................................................................................ 45
Figura 4.1 – Diagrama de blocos do emulador proposto. ......................................................... 48
Figura 4.2 – Diagrama de blocos detalhado do emulador proposto. ........................................ 49
Figura 4.3 – Diagrama de blocos detalhado do emulador de turbina Magnus proposto. ......... 50
Figura 4.4 – Conversor CC-CC chopper (a) e sua aplicação no controle da tensão de armadura do motor CC (b) ........................................................................................................................ 51
Figura 4.5 – Fluxograma de controle executado pelo DSP. ..................................................... 52
Figura 4.6 – Representação da malha de corrente. ................................................................... 53
Figura 4.7 – Curvas de saída do controlador da malha de corrente iia(t). (a) resposta em frequência da função transferência em malha aberta da planta não compensada. (b) resposta em frequência do sistema compensado TMA,C(s). ...................................................................... 54
Figura 4.8 – Resposta ao degrau da corrente de armadura. ...................................................... 55
Figura 4.9 – Mapeamento entre o domínio contínuo (s) e domínio complexo (z) através do método backward difference. ................................................................................................... 56
Figura 4.10 – Interface gráfica no LabVIEW® do emulador para turbinas de eixo vertical. ... 58
Figura 4.11 – Ambiente virtual de instrumentação, aplicativo desenvolvido. ......................... 58
Figura 4.12 – Ambiente virtual de instrumentação, aplicativo desenvolvido. (a) tempo de aguardo e sinal de referência ao DSP para partida suave do motor; (b) envio ao DSP da corrente de armadura de referência através da NI-6009; (c) leitura da rotação do moto e conversão da caixa de engrenagens; (d) decomposição da potência devido ao direcionamento da nacela; (e) configuração de um perfil periódico de vento e (f). ........................................... 59
Figura 4.13 – Interface gráfica no LabVIEW® do emulador para turbina Magnus.................. 60
Figura 4.14 – Ambiente virtual de instrumentação, aplicativo desenvolvido .......................... 61
Figura 5.1 – Resultados de simulação para o modelo estático de uma HAWT com perfil suave de vento e PMSG operando em MPPT; (a) perfil de vento; (b) rotação da turbina; (c) potência mecânica e potência gerada; (d) coeficiente de potência; (e) torque de referência e (f) corrente de armadura de referência e medida. ........................................................................................ 65
Figura 5.2 – Resultados de simulação para o modelo estático de uma HAWT perante um perfil suave de vento com PMSG operando fora de MPPT; (a) perfil de vento; (b) rotação da turbina; (c) potência mecânica e potência gerada e (d) coeficiente de potência. ..................... 66
Figura 5.3 – Resultados de simulação para o modelo estático de uma HAWT perante degraus de vento com PMSG operando em MPPT; (a) perfil de vento; (b) rotação da turbina; (c) potência gerada e (d) coeficiente de potência. .......................................................................... 67
Figura 5.4 – Resultados de simulação para o modelo dinâmico de uma HAWT perante um perfil de vento com a compensação da inércia e com PMSG operando em MPPT; (a) perfil de vento; (b) rotação da turbina e (c) potência gerada. ................................................................. 68
Figura 5.5 – Resultados de simulação para o modelo estático e dinâmico de uma HAWT perante um perfil de vento com PMSG operando em MPPT; (a) perfil de vento; (b) rotação da turbina e (c) potência gerada. ................................................................................................... 69
Figura 5.6 – Resultados de simulação para o modelo estático com efeito cortante do vento e sombreamento da torre de uma HAWT perante um perfil de vento com PMSG operando em MPPT; (a) perfil de vento; (b) rotação da turbina e potência gerada, (c) torque modelo estático e torque sombreado e (d) corrente de armadura de referência e medida. ................................. 70
Figura 5.7 – Resultados da emulação de uma HAWT para V∞ = 4,0 m/s, resultando na operação em 275 rpm da turbina. (a) Dados experimentais (b) Simulação. ............................. 71
Figura 5.8 – Resultados da emulação de uma HAWT para V∞ = 4,6 m/s, resultando na operação em 335 rpm da turbina. (a) Dados experimentais e (b) Simulação. .......................... 72
Figura 5.9 – Resultados da emulação de uma HAWT para V∞ = 5,0 m/s, resultando na operação em 372 rpm da turbina. (a) Dados experimentais e (b) Simulação. .......................... 72
Figura 5.10 – Resultados da emulação de uma HAWT para V∞ = 5,5 m/s, resultando na operação em 413 rpm da turbina. (a) Dados experimentais e (b) Simulação. .......................... 73
Figura 5.11 – Resultados da emulação de uma HAWT para V∞ = 6,0 m/s, resultando na operação em 456 rpm da turbina. (a) Dados experimentais e (b) Simulação. .......................... 73
Figura 5.12 – Resultados da emulação de uma HAWT para V∞ = 6,5 m/s, resultando na operação em 496 rpm da turbina. (a) Dados experimentais e (b) Simulação. .......................... 74
Figura 5.13 – Resultados da emulação de uma HAWT para V∞ = 7,0 m/s, resultando na operação em 534,5 rpm da turbina. (a) Dados experimentais e (b) Simulação. ....................... 74
Figura 5.14 – Curva característica de Potência versus Rotação da HAWT emulada com os dados experimentais obtidos através do emulador e com um túnel de vento. .......................... 76
Figura 5.15 – Resultados experimentais da emulação de uma HAWT para um degrau de vento (a) 6,5 para 4,0 m/s e (b) 4,0 para 6,5 m/s. ............................................................................... 76
Figura 5.16 – Resultados experimentais de uma HAWT para ilustrar o efeito de sombreamento da torre. (a) torque de referência calculado para 100 rpm e (b) corrente de armadura do motor para V∞ = 4,0 m/s e rotação de 271 rpm. ................................................... 77
Figura 5.17 – Resultados da emulação de uma turbina Magnus para V∞ = 3,0 m/s, resultando na operação em 4,95 rpm da turbina. (a) Dados experimentais e (b) Simulação. .................... 78
Figura 5.18 – Resultados da emulação de uma turbina Magnus para V∞ = 4,0 m/s, resultando na operação em 7,70 rpm da turbina. (a) Dados experimentais e (b) Simulação. .................... 79
Figura 5.19 – Resultados da emulação de uma turbina Magnus para V∞ = 5,0 m/s, resultando na operação em 9,96 rpm da turbina. (a) Dados experimentais e (b) Simulação. .................... 79
Figura 5.20 – Resultados da emulação de uma turbina Magnus para V∞ = 6,0 m/s, resultando na operação em 11,3 rpm da turbina. (a) Dados experimentais e (b) Simulação. .................... 80
Figura 5.21 – Curva característica de Potência versus Rotação da turbina Magnus emulada com os dados experimentais obtidos através do emulador. ...................................................... 81
Figura A.1 – Circuito equivalente do motor de corrente contínua com excitação independente. .................................................................................................................................................. 91
Figura A.2 – Diagrama de blocos de um de corrente contínua com excitação independente com (a) corrente de campo variável e (b) corrente de campo constante. ................................. 92
Figura A.3 – Tensão aplicada entre dois terminais para ensaio de obtenção dos parâmetros do PMSG (CH1) e corrente (CH4). ............................................................................................... 95
Figura A.4 – Curva de magnetização do gerador de indução ensaiado. ................................... 95
Figura A.5 – Fluxograma do HCC para rastreamento do ponto de máxima potência através do controle da corrente de carga. ................................................................................................... 96
Figura A.6 – Conversor buck utilizado como carga para MPPT do gerador............................ 96
Figura A.7 – Curva característica de potência versus rotação de uma turbina da turbina de eixo horizontal emulada............................................................................................................ 97
Figura A.8 – Curva da instrumentação de corrente da carga. ................................................... 98
Figura A.9 – Curva da instrumentação da tensão da carga. ..................................................... 98
LISTA DE TABELAS
Tabela 3.1. Simbologia utilizada na Figura 3.9. ....................................................................... 42
Tabela 5.1. Parâmetros da turbina de eixo horizontal utilizada................................................ 63
Tabela 5.2. Comparação entre resultados experimentais e simulados para emulação de uma turbina de eixo horizontal. ........................................................................................................ 75
Tabela 5.3. Parâmetros da turbina Magnus utilizada................................................................ 78
Tabela 5.4. Comparação entre resultados experimentais e simulados para emulação de uma turbina Magnus. ........................................................................................................................ 80
Tabela A.1. Parâmetros do Motor CC. ..................................................................................... 93
Tabela A.2. Parâmetros do PMSG. .......................................................................................... 94
LISTA DE ABREVIATURAS
ANEEL Agência Nacional de Energia Elétrica
CC Corrente Contínua
DAC Conversor Digital-Analógico (Digital-to-Analog Converter)
DSP Processador Digital de Sinais (Digital Signal Processor)
HCC Controle Hill-Climbing (Hill-Climbing Control)
MPP Ponto de Máxima Potência (Maximum Power Point)
MPPT Rastreamento do Ponto de Máxima Potência (Maximum Power Point
Tracking)
P&O Perturbação e Observação
PMSG Gerador Síncrono à Imãs Permanentes (Permanent magnet
synchronous generator)
PSF Realimentação do Sinal de Potência (Power Signal Feedback)
p.u. Por Unidade
PWM Modulação por Largura de Pulso (Pulse Width Modulation)
TS Sombreamento da Torre (Tower Shadowing)
TSR Velocidade de Ponta de Pá (Tip Speed Ratio)
WECS Sistemas de Conversão de Energia Eólica (Wind Energy Conversion
System)
WS Efeito Cortante do Vento (Wind Shear)
WT Turbinas Eólicas (Wind Turbines)
WTE Emulador de Turbina Eólica (Wind Turbine Emulator)
LISTA DE SÍMBOLOS
Cp Coeficiente de potência da turbina
λ Velocidade de ponta da pá
Pmec Potência mecânica (W)
ω Velocidade de rotação da turbina (rad/s)
β Ângulo de passo das pás (°)
ωc Velocidade de rotação do cilindro (rad/s)
V∞ Velocidade do vento (m/s)
Ec Energia cinética (J)
m Massa (kg)
v Velocidade (m/s)
Pm Potência mecânica (W)
p1,2 Pressão do ar (N/m2)
ρ Densidade do ar (kg/m3)
V Volume (m3)
Q Fluxo médio (m3/s)
A Área varrida pelas pás (m2)
R Raio da turbina (m2)
c1,2,...,6 Parâmetros do modelo da turbina
L Força de sustentação (N)
Γ Circulação do fluido
rc Raio do cilindro (m)
Pperda Potência dispendida por fricção dos cilindros durante a rotação (W)
T Torque (N·m)
d Diâmetro dos cilindros (m)
Re Número de Reynolds
λc Velocidade relativa dos cilindros
nc Número de cilindros
TL Torque gerado pela força de sustentação (N·m)
TD Torque gerado pela força de arrasto (N·m)
Pac Perdas no acionamento dos motores dos cilindros (W)
Pt Potência líquida da turbina Magnus (W)
h Altura (m)
hc Altura de referência (m)
α Rugosidade da superfície
A1,2 Constantes de sombreamento da torre
Tturb Torque aerodinâmico da turbina eólica (N·m)
Tshear Torque aerodinâmico gerado pelo efeito de sombreamento da torre
(N·m)
Jturb Inércia da turbina (N∙m∙s2)
ωturb Velocidade da turbina (rad/s)
Bturb Coeficiente de amortecimento do eixo da turbina (N∙m∙s)
Jger Inércia do gerador (N∙m∙s2)
ωger Velocidade do gerador (rad/s)
Tger Torque do gerador (N∙m)
Jmotor Inércia do motor CC (N∙m∙s2)
Bmotor Coeficiente de amortecimento do eixo do motor (N∙m∙s)
Tmotor Torque do motor CC (N∙m)
n Relação de transformação da caixa de engrenagens
Pyaw Potência resultante pela incidência relativa do vento (W)
Pturb Potência fornecida pela turbina (W)
δ Ângulo relativo de incidência (º)
P(v∞δ) Potência em relação a velocidade tangencial ao vento (W)
P(v∞) Potência em relação a velocidade normal ao vento (W)
ωopt Velocidade ótima (rad/s)
λopt Velocidade de ponta de pá ótima
iaref Corrente de armadura de referência (A)
Km Constante de torque do motor CC (N/A)
Va Tensão aplicada nos terminais da armadura do motor CC (V)
ia Corrente de armadura do motor CC (A)
La Indutância do enrolamento de armadura do motor CC (H)
Ra Resistência do enrolamento de armadura do motor CC (Ω)
ea Força contra-eletromotriz (V)
Vf Tensão aplicada nos terminais do circuito de campo do motor CC (V)
if Corrente do circuito de campo do motor CC (A)
Lf Indutância do enrolamento de campo do motor CC (H)
Rf Resistência do enrolamento de campo do motor CC (Ω)
ia_ref_pu Corrente de armadura de referência em p.u.
ia_pu Corrente de armadura em p.u.
CPI(S) Controlador PI
MPWM Modulador por largura de pulso
Hi Ganho do sensor de corrente
Gia/d Planta do motor
e(s) Erro entre corrente medida e corrente de referência
uPI Ação de controle do controlador PI
fcz Frequência de cruzamento (Hz)
TMA,NC Função transferência em malha aberta não compensada
TMA,C Função transferência em malha aberta compensada
KPI Ganho proporcional do controlador PI
Zi Zero do integrador do controlador PI
Ta Período de amostragem (s)
d Razão cíclica da chave do conversor buck
iload Corrente da carga (A)
vload Tensão na carga (V)
Lbuck Indutância de filtro do buck (H)
Cbuck Capacitância de filtro do buck (F)
CH1, ..., 4 Canais do osciloscópio
SUMÁRIO
CAPÍTULO 1 INTRODUÇÃO .......................................................................................... 20
1.1 Considerações iniciais ........................................................................................ 20
1.2 Objetivo Geral .................................................................................................... 21
1.3 Objetivos Específicos .......................................................................................... 22
1.4 Organização da Dissertação .............................................................................. 23
CAPÍTULO 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA .................................................................. 24
2.1 Métodos de Emulação de Turbinas Eólicas ..................................................... 24
2.2 Emulador de Turbinas, Estado da Arte ........................................................... 25
CAPÍTULO 3 MODELOS ESTÁTICO E DINÂMICO DE HAWT E TURBINA MAGNUS ...................................................................................................................... 30
3.1 Tipos de Turbina Eólica ..................................................................................... 30
3.2 Potência do Vento ............................................................................................... 34
3.3 Modelo Estático da Turbina com Eixo Horizontal .......................................... 36
3.4 Modelo Estático para a Turbina Magnus ........................................................ 36
3.5 Efeito Cortante do Vento e Sombreamento da Torre ..................................... 39
3.6 Modelo Dinâmico das Massas Girantes e Compensação de Torque ............. 40
3.7 Controle de Direção (Yaw control) .................................................................... 43
3.8 Métodos de MPPT em Sistemas de Conversão de Energia Eólica ................. 45
3.9 Resumo do capítulo ............................................................................................ 46
CAPÍTULO 4 TOPOLOGIA DO EMULADOR PROPOSTO ....................................... 47
4.1 Estrutura do Emulador de Turbinas de Eixo Horizontal ............................... 48
4.2 Estrutura do Emulador para a Turbina Magnus ............................................ 49
4.3 Circuito de Potência e Controle do Motor CC ................................................ 50
4.4 Projeto do controlador de corrente de armadura ........................................... 52
4.4.1 Discretização do Controlador e Implementação Digital ....................................... 55
4.4.2 Interface do Emulador de Turbinas de Eixo Horizontal no LabVIEW® .............. 57
4.4.3 Interface no LabVIEW® do Emulador para Turbina Magnus .............................. 60
4.5 Resumo do capítulo ............................................................................................ 61
CAPÍTULO 5 ANÁLISE DOS RESULTADOS ............................................................... 62
5.1 Resultados do emulador para Turbina de Eixo Horizontal ........................... 62
5.1.1 Resultados de Simulação ...................................................................................... 63
5.1.2 Resultados Experimentais .................................................................................... 71
5.2 Resultados do Emulador para uma Turbina Magnus .................................... 77
5.2.1 Comparação entre Resultados Experimentais e Simulação .................................. 78
5.3 Resumo do capítulo ............................................................................................ 81
CAPÍTULO 6 CONCLUSÃO ............................................................................................. 82
6.1 Contribuições do Trabalho ................................................................................ 83
6.2 Propostas de trabalhos futuros .......................................................................... 84
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ................................................................................. 85
ANEXO A – MODELAGEM DO MOTOR CC .................................................................. 90
A.1 Motor de Corrente Contínua ...................................................................................... 90
A.2 Dados do Motor CC ..................................................................................................... 93
ANEXO B – GERADOR À ÍMÃS PERMANENTES E RASTREAMENTO DO PONTO DE MÁXIMA POTÊNCIA .................................................................................................... 94
B.3 MPPT através do controle da corrente de carga do gerador ................................... 95
ANEXO C – PARÂMETROS DA TURBINA DE EIXO HORIZONTAL ....................... 97
ANEXO D – INSTRUMENTAÇÃO BUCK MPPT ............................................................. 98
ANEXO E – CÓDIGO FONTE DO PROGRAMA DO CONTROLE DE CORRENTE DE ARMADURA DO EMULADOR .................................................................................... 99
ANEXO F – CÓDIGO FONTE DO PROGRAMA DO MPPT........................................ 104
CAPÍTULO 1 INTRODUÇÃO
INTRODUÇÃO
As fontes renováveis têm se destacado no cenário energético mundial pela crescente
demanda por fontes de geração limpas, principalmente aquelas livres da queima de
combustíveis fósseis ou da energia nuclear. Dentre estas fontes, a geração eólica vem
adquirindo espaço de destaque no mercado de geração.
A geração eólica está em visível expansão em nível mundial. No Brasil este
crescimento também se apresenta visível, visto que 33% dos empreendimentos outorgados
pela Agência Nacional de Energia Elétrica (ANEEL) entre 1998 e 2013, que ainda não
iniciaram sua construção, são centrais de geração eólica; não obstante, 11% dos
empreendimentos atualmente em construção são deste mesmo tipo. (ANEEL, 2013)
1.1 Considerações iniciais
A maior procura pela instalação de aerogeradores para conexão à rede elétrica pode
dar origem a problemas de estabilidade, especialmente se eles não forem devidamente
testados previamente. Para isso fazem-se necessários estudos do controle de tensão,
frequência, reativos e fluxo de carga tanto em condições nominais como em situações de
contingências, assim visando aumentar a qualidade da energia produzida, reduzindo os
distúrbios causados pela conexão e reconexão de turbinas eólicas (WT) no sistema elétrico.
(ROCHA, 2008)
O uso e a operação da geração eólica dependem de uma série de estudos e testes
preliminar, tanto para sistemas isolados como para os conectados à rede. Desta forma é
desejável se dispor de um ambiente controlado que reproduza o comportamento dos
aerogeradores no seu âmbito de funcionamento para avaliação, testes e seleção das topologias
mais adequadas de conversores de potência e suas correspondentes técnicas de controle.
CAPÍTULO 1 – INTRODUÇÃO 21
Como solução para isto, há a possibilidade da construção de um protótipo em escala reduzida
e a sua utilização em um túnel de vento, o que é geralmente utilizado para estudos
aerodinâmicos. Entretanto, em pesquisas sobre conversão de energia, eletrônica de potência e
controle, esta solução torna-se complexa e onerosa demais, demandando por uma solução
sistemática, flexível e confiável.
Em alternativa, há a possibilidade de reproduzir o comportamento da turbina eólica
através do acionamento de uma máquina primária, assim emulando os efeitos sentidos pelo
aerogerador frente a um perfil de vento. Dentre estes os que merecem um estudo detalhado
podem-se destacar os seguintes: movimentação do ângulo de ataque das pás, sombreamento
da torre, efeito cortante do vento, efeitos do direcionamento da turbina em relação ao vento,
bem como a carga ótima do gerador e novos tipos de geração eólica como a modelagem da
turbina Magnus.
Por isso este trabalho propõe uma plataforma de emulação que permita a entrada de
dados das turbinas eólicas para reproduzir em tempo real o comportamento delas. Para
demonstração do comportamento do emulador, utilizou-se um motor de corrente contínua
(CC) e o gerador síncrono de ímãs permanentes (PMSG), com os eixos diretamente acoplados
entre si, de tal forma a exercer os mesmos valores de toque no gerador acoplado a turbina real.
Ambas as máquinas são acionadas por conversores controlados em tempo real, com o uso de
algoritmos implementados no ambiente LabVIEW®, processador digital de sinais (DSP) e
microcontrolador.
No protótipo desenvolvido para esta dissertação pretende-se emular em uma máquina
CC tudo o que poderia ser visto pelo gerador com relação a parte aerodinâmica da turbina
eólica. Isto inclui toda a transformação da potência do vento incidente sobre as pás da turbina
em potência aerodinâmica girante no seu eixo, reproduzindo o modelo estático (ângulo de
passo das pás e coeficiente de potência) e modelo dinâmico (sombreamento da torre, efeito
cortante do vento, direcionamento da turbina em relação ao vento, compensação da inércia,
relação de transformação da caixa de engrenagens e amortecimento dos eixos). Faz-se
possível com isso representar qualquer dinâmica de vento e as características do sistema de
transmissão.
1.2 Objetivo Geral
Desenvolver um emulador de turbina eólica (WTE, do inglês wind turbine emulator)
que forneça para um gerador elétrico o mesmo torque dinâmico que seria gerado pelas pás de
CAPÍTULO 1 – INTRODUÇÃO 22
uma turbina real sob determinado perfil de vento, representando, assim, seus modelos estático
e dinâmico. Para maior equivalência com aerogeradores instalados em campo, foi reproduzido
também a relação de transformação da caixa de engrenagens, o amortecimento do eixo da
turbina e do motor, o efeito cortante do vento e o sombreamento da torre. Além de emular as
turbinas convencionais, é incluído nesta dissertação um algoritmo de emulador que represente
o modelo estático da turbina eólica do tipo Magnus, até então não descrito na literatura. Esta
representação permitiu o controle manual da velocidade dos cilindros através de uma interface
gráfica ou a possibilidade de ativar um rastreamento do ponto de máxima potência por meio
do controle da velocidade dos cilindros. Considera-se este aspecto como uma contribuição do
presente trabalho. Assim sendo, coloca-se a disposição da comunidade acadêmica os
fundamentos gerais de uma plataforma controlada para teste e avaliação de estruturas de
controle e análise de estabilidade, visando melhorar a qualidade de energia gerada.
A Figura 1.1 ilustra o objetivo desta dissertação, representando o aerogerador em
campo (a) por um programa de computador, uma máquina primária e um circuito de
acionamento que exercerá o controle do motor (b).
Vvento
yaw
β
Gerador
Vento
Gerador Motor CC
Vvento
yaw
β
(a) (b)
Figura 1.1 – Proposta de emulação de turbina eólicas. (a) aerogerador em campo; (b) plataforma de emulação.
1.3 Objetivos Específicos
Realizar uma revisão sobre a modelagem de turbinas eólicas procurando reunir em
um único emulador todos os aspectos das WT de eixo horizontal e a turbina baseada
no efeito Magnus;
CAPÍTULO 1 – INTRODUÇÃO 23
Desenvolver um emulador que forneça a característica de torque para o WTE,
incluindo toda a transformação da potência do vento incidente sobre as pás da turbina
em potência aerodinâmica girante no seu eixo, reproduzindo o modelo estático (ângulo
de passo das pás e coeficiente de potência) e modelo dinâmico (sombreamento da
torre, efeito cortante do vento, direcionamento da turbina em relação ao vento,
compensação da inércia, relação de transformação da caixa de engrenagens e
amortecimento dos eixos);
Efetuar uma pesquisa sobre o estado da arte em emuladores de turbinas eólicas;
Propor uma topologia de emulação;
Analisar os resultados experimentais.
1.4 Organização da Dissertação
O capítulo 1 introduz e motiva os assuntos abordados no trabalho.
O capítulo 2 aborda os principais métodos de emulação das turbinas eólicas onde e
apresentada uma revisão do estado da arte em emuladores de turbinas eólicas.
O capítulo 3 expõe o referencial bibliográfico a respeito da potência contida no vento e
sua conversão em potência mecânica; também apresenta os modelos das turbinas que serão
emuladas e alguns efeitos aerodinâmicos e relações mecânicas características.
O capítulo 4 descreve traz a topologia de WTE proposta.
O capítulo 5 analisa os resultados simulados e experimentais obtidos.
O capítulo 6 apresenta as conclusões, a contribuição desta dissertação e as sugestões
para trabalhos futuros.
CAPÍTULO 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
Este capítulo faz uma revisão sobre os três principais métodos para emular turbinas
eólicas, tais como fornecer uma mesma variação da velocidade, mesmo torque ou mesma
inércia ao gerador. Em seguida é apresentado o estado da arte em WTE.
2.1 Métodos de Emulação de Turbinas Eólicas
Um emulador de turbina eólica é um importante equipamento para desenvolvimento
de sistemas de conversão de energia eólica. Oferece um ambiente monitorado de testes que
permite avaliar o projeto de controle para geradores elétricos. Isto seria difícil de se conseguir
em uma turbina eólica no campo, já que a velocidade do vento varia aleatoriamente. Um
motor CC usualmente é escolhido para prover a variação do torque de saída do aerogerador,
uma vez que este torque é proporcional a corrente de armadura. (LOPES et al., 2005)
Os WTE são compostos, usualmente, por um motor controlado por malha de torque, o
qual fornece as mesmas variações de potência mecânica a que seriam submetidas as turbinas
eólicas reais. No método de emulação tradicional, a realimentação da velocidade do motor e
determinada velocidade de vento são utilizadas para calcular o toque para o modelo estático
da WT. No entanto, se os torques de saída do WTE e da WT forem exatamente os mesmos,
as dinâmicas dos transitórios de velocidade entre os dois sistemas serão diferentes em função
da diferença entre os coeficientes de amortecimento e os momentos de inércia. (GUO et al.,
2009)
Existem três principais maneiras de se emular uma turbina eólica, conforme descrito
em Rocha (2008): fornecer a mesma inércia, a mesma variação de velocidade ou mesmo
torque.
CAPÍTULO 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 25
Utilizando a mesma inércia, o sistema emulado tem a mesma inércia que teria o
sistema real vista pelo eixo do gerador. Apesar da massa do sistema ser de elevada grandeza,
a relação (3.20) mostra que a inércia da turbina é reduzida de modo inversamente
proporcional ao quadrado da relação de transformação da caixa de engrenagens. O
funcionamento deste sistema utiliza volantes de inércia, por isso apresenta a desvantagem de
que para cada turbina a ser emulada é necessário um novo volante. (ARIFUJJAMAN;
IQBAL; QUAICOE, 2006a)
Em WTE que utilizam mesma variação de velocidade, o sistema representado
apresenta a mesma variação de velocidade que teria o sistema real que se deseja emular,
produzindo assim condições dos regimes permanente e transitório. (ROCHA, 2008)
Utilizando o mesmo torque, a turbina emulada é representada pelo torque fornecido ao
gerador, sendo este o mesmo torque que a turbina real possuiria para determinada velocidade
de vento e de rotação. (LOPES et al., 2005) Neste caso, as características de regime
permanente são levadas em conta, assim como os transitórios do sistema, logo permitindo a
reprodução do efeito cortante do vento, da direção da turbina em relação ao vento e do
sombreamento da torre, bem como a compensação da inércia. (GUO et al., 2009)
Portanto esta dissertação adota a emulação através de um motor de corrente contínua
fornecendo o mesmo torque que uma turbina eólica exerceria ao gerador, considerando a
diferença entre as inércias, coeficiente de amortecimento e relação de transformação da caixa
de engrenagens, equacionado na Seção 3.6.
2.2 Emulador de Turbinas, Estado da Arte
Como discutido acima, o emulador tem o intuito de prever e reduzir a ocorrência de
problemas em WECS (WECS, do inglês Wind Energy Conversion System), bem como de
aumentar a qualidade da energia produzida, diminuindo os distúrbios e surpresas causadas
pela conexão e reconexão de turbinas eólicas no sistema elétrico. Logo os emuladores de
turbina eólica tornam-se uma ferramenta importante para desenvolvimento e teste de sistemas
de conversão de energia eólica por oferecerem um ambiente controlado de teste. O emulador
permite comparar o desempenho e aperfeiçoar técnicas de controle para geradores elétricos, o
que é caro, demorado e complexo para se executar em um parque eólico, principalmente pela
sazonalidade do vento.
Na literatura podem-se encontrar alusão a diversos tipos de motores que podem ser
usados como máquinas primárias para o acionamento de WTE. Alguns autores argumentam
CAPÍTULO 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 26
que o motor síncrono à ímãs permanentes (PMSG, do inglês Permanent Magnet Synchronous
Generator) oferece vantagens em relação ao motor CC e ao de indução. Estas vantagens
incluem o alto impulso de torque e a grande densidade de potência. Além disso, as máquinas
CC são mais caras e exigem maior manutenção que as máquinas de indução. Porém o motor
CC é largamente escolhido devido sua corrente de armadura ter uma relação direta com o
torque produzido pela máquina, o que simplifica o controle e o circuito de acionamento.
(LOPES et al., 2005)(NYE et al., 2012)(LU; CHANG-CHIEN, 2010)
Segundo descrito em Arifujjaman; Iqbal; Quaicoe (2006), a estrutura geral de um
emulador de turbina eólica, consiste em um computador onde a característica da turbina é
implementada, utilizando uma máquina primária CC ou CA para emular o rotor da turbina,
um mecanismo de realimentação e circuitos de potência que acionam e controlam a máquina.
O sinal de realimentação é usualmente adquirido pelo computador com conversor A/D. Os
sinais para os equipamentos de eletrônica de potência vêm do computador através de um
conversor D/A.
A topologia proposta ainda por Arifujjaman; Iqbal; Quaicoe (2006) discute um
emulador para pequenos aerogeradores, incorporando o controle de velocidade, sistema de
suprimento isolado para os equipamentos de eletrônica de potência e a extração da máxima
potência. Para representar a dinâmica do rotor é acoplado ao eixo do motor CC um volumoso
volante de inércia, o que limita sua aplicação, visto que é necessário um volante para cada
turbina emulada. Neste trabalho as dinâmicas de acoplamento e a relação de velocidade da
caixa de engrenagens não são consideradas no emulador, visto que o motor CC não emprega a
compensação da inércia. Uma carga (dump load) é conectada ao gerador por meio de um
conversor buck-boost, que utiliza a modulação por largura de pulso (PWM, do inglês Pulse
Width Modulation) e através de um microcontrolador faz o rastreamento da máxima potência
com o controle TSR.
Ainda sobre pequenas turbina eólicas, Gong e Xu (2008) afirmam que nenhum
emulador de turbina eólica inclui o efeito da pequena inércia do conjunto turbina-gerador. Em
algumas aplicações com pequenas turbinas eólicas ou turbinas de baixa velocidade ligadas
diretamente ao gerador, a inércia do sistema é menor do que a do emulador devido a massa
dos materiais empregados. Estes autores propõem um algoritmo de compensação da inércia
que permite o emulador simular, em tempo real, tanto uma turbina com inércia grande ou
pequena, porém não é considerado a relação de transformação da caixa de engrenagens, nem
o amortecimento dos eixos. O torque do gerador é estimado com base em um observador de
CAPÍTULO 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 27
segunda ordem desenvolvido para obter as variáveis de estado do sistema mecânico, assim o
transdutor de torque (torquímetro) é eliminado.
A fim de incluir as pequenas inércias da turbina, a configuração do emulador é
projetada para facilitar o fluxo bidirecional de potência. A topologia proposta pelos autores
Gong e Xu (2008) consiste em um motor CC acionado por um conversor chopper de quarto
quadrantes, o qual é conectado a um barramento CC alimentado por um retificador PWM.
Em Lopes et al. (2005) é apresentado um emulador de turbinas eólicas de eixo
horizontal utilizando um motor de corrente contínua de ímãs permanentes, acionado por um
conversor CC-CC. Este emulador representa os componentes harmônicos do torque devido ao
efeito de sombreamento da torre (TS, do inglês Tower Shadow). Também implementa a
compensação da inércia da turbina e o efeito do amortecimento do acoplamento do eixo e da
caixa de engrenagens sem levar em conta sua a relação de transformação.
O WTE encontrado em Monfared; Madadi Kojabadi; Rastegar (2008), também
reproduz o comportamento do rotor de uma turbina eólica em condições dinâmicas através do
acionamento do motor CC por um retificador semi-controlado, monofásico a tiristor
empregando um controle de torque estimado através da corrente de armadura. A referência de
torque desenvolvida pela turbina inclui o efeito de sombreamento da torre e cortante do vento
(WS, do inglês Wind Shear), resultando em um torque de referência pulsado. São
representados os comportamentos nos regimes permanente e transitório de uma turbina real.
Como resultado são obtidas as características de Cp versus λ e Pm versus ω. No modelo
dinâmico da turbina é feita a compensação da inércia, representando a relação de
transformação da caixa de engrenagens, porém são considerados os amortecimentos do eixo
da turbina e do motor.
Os autores Guo et al. (2009) apresentam uma topologia baseada no controle de torque
de um motor de corrente contínua a ímãs permanentes, que permite a representação dos
modelos estático e dinâmico de aerogeradores. No modelo dinâmico são representados os
efeitos de TS e WS, é feita a compensação da inércia, levando em consideração o
amortecimento do eixo, porém é desprezada a relação de transformação da caixa de
engrenagens.
A análise em tempo real da curva torque-velocidade de um WTE em todo o processo
de operação e comparação com uma turbina real é narrado por Li et al. (2007), no qual o
emulador usa um motor CC e apenas as características estáticas de torque-velocidade são
levadas em conta, assim não representando as características de uma turbina real. A topologia
CAPÍTULO 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 28
descrita nesse trabalho analisa duas situações; na primeira o emulador provê as velocidades
subsíncrona, síncrona e supersíncrona para testes da estratégia de controle do gerador. Nesta
etapa de funcionamento aplicam o controle de velocidade através de uma malha interna de
corrente e uma malha externa de velocidade. Na segunda situação, o emulador produz a
característica torque-velocidade para pesquisa do rastreamento do ponto de máxima potência.
Nesta situação, visto que o torque produzido é diretamente proporcional a corrente de
armadura, empregam apenas o controle de corrente do motor CC. O controle e o modelo da
turbina são implementados através de um DSP, que calcula o torque de referência e altera
suavemente entre as duas situações descritas de acordo com o modo de operação. O protótipo
também dispõe de uma interface gráfica.
O trabalho descrito por Chinchilla; Arnaltes; Rodríguez-Amenedo (2004), compreende
apenas a comparação entre turbinas eólicas de velocidade fixa e variável; os efeitos de WS e
TS são levados em consideração, porém a compensação da inércia é desconsiderada. Os
autores utilizam um motor CC e um programa de computador para o controle. O protótipo
também apresenta uma interface gráfica com o usuário, permitindo a entrada dos parâmetros
da turbina e do vento, e a visualização dos principais resultados experimentais (velocidade,
torque, potência e energia). É utilizado por estes autores, dois tipos de geradores, o gerador
síncrono a imã permanente (PMSG) e o gerador de indução gaiola de esquilo. Quando
empregado o GI, o coeficiente de potência da turbina com controle de stall é escolhido pois,
segundo os autores, a limitação de potência para as velocidades de vento maiores que a
nominal é feita por este tipo de controle para turbinas de velocidade fixas. Quando utilizado o
PMSG, o coeficiente de potência é função do ângulo de passo das pás, pois a limitação de
potência para velocidades de vento maiores que a nominal é feita pelo controle de β em
turbinas de velocidade variável.
Outra configuração de emulador de turbina eólica, baseada na teoria do momento das
pás, é descrito em Ohyama e Nakashima (2010). Os autores consideram os coeficientes
sustentação e arrasto. Portanto, os fluxos de ar para diferentes tipos de turbinas podem ser
calculados pela análise do fluido. Logo, este emulador pode emular novos projetos de turbinas
eólicas sem a construção das mesmas. Segundo os autores, através da análise do fluido, o
controle e os parâmetros do motor e o projeto da turbina eólica podem ser otimizados
simultaneamente. O modelo mecânico e as condições do gerador são consideradas e esta
topologia não leva em consideração a relação de transformação da caixa de engrenagem, nem
CAPÍTULO 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 29
o amortecimento dos eixos. O vento, porém foi colocado em condições arbitrárias e o efeito
de sombreamento não foi considerado.
Em Martínez; De Pablo; Herrero (2011) é apresentado um emulador para turbinas
eólicas de passo fixo utilizando o controle em malha aberta. O emulador apresentado é um
acoplamento em série de uma fonte variável de tensão CC e uma resistência de potência a um
motor CC. A variação da tensão CC tem o mesmo efeito que a mudança de velocidade do
vento em uma turbina eólica. Neste trabalho, os autores alegam que não é necessário um
sistema realimentado para proporcionar curvas de potência similares as da turbina eólica,
porém sem um laço de controle não se pode afirmar que o torque exercido realmente é o
mesmo de referência, obtendo, assim, um resultado duvidoso quanto a semelhança com
turbinas reais. O sistema consiste de duas máquinas CC, uma utilizada como motor e a outra
como gerador. A tensão CC para alimentar o motor vem de um retificador monofásico semi-
controlado e um inversor semi-controlado é conectado ao gerador com a finalidade de regular
sua velocidade. Este trabalho objetiva obter as curvas de potência mecânica do emulador em
função da rotação para diferentes valores de tensão de alimentação. Ao trabalhar em malha
aberta, o sistema de emulação fica mais simples, pois não precisa da realimentação de
medidas do motor e então não há nenhum problema de interação entre os laços de controle
(emulador da turbina e gerador). Porém, segundo os autores, este emulador tem limitações em
baixas velocidades devido ao incremento de potência da resistência série.
Para esta dissertação a topologia proposta está descrita no CAPÍTULO 4 e é baseada
nas referências apresentadas, utilizando também um motor de corrente contínua. Porém o
grande diferencial é a implementação de um emulador para representar o modelo de regime
permanente da turbina eólica do tipo Magnus, ainda não descrito na literatura. Além disso, um
único emulador pode fornecer um ambiente de teste para estruturas de controle e avaliação em
problemas de qualidade de energia, e representar o torque dinâmico gerado pelas pás da
turbina. O emulador aqui proposto além de reproduzir o modelo estático, representa também o
modelo dinâmico das massas girantes, incluindo a relação de transformação da caixa de
engrenagens, o amortecimento do eixo da turbina e do motor, o efeito cortante do vento e o
sombreamento e a direção do vento em relação à turbina, da torre para turbinas tradicionais de
eixo horizontal.
CAPÍTULO 3 MODELOS ESTÁTICO E DINÂMICO
DE HAWT E TURBINA MAGNUS
MODELOS ESTÁTICO E DINÂMICO DE HAWT E TURBINA MAGNUS
O vento vem sendo utilizado como fonte de energia por centenas de anos para
propulsão de navios, moagem de grãos e bombeamento d’água. Todavia o primeiro registro
do uso de uma turbina eólica para geração de eletricidade data apenas de 1891, quando foi
construída por Poul la Cour uma central que utilizou a eletricidade gerada para eletrólise de
água, assim produzindo hidrogênio para iluminar uma escola local. (MASTERS, 2004)
Esta seção aborda uma breve introdução sobre os principais tipos de turbinas eólicas,
potência disponível no vento e sua máxima relação com a potência convertida pela turbina.
Ainda nesta seção é apresentado o modelo aerodinâmico em regime permanente das turbinas
de eixo horizontal e da turbina Magnus. Por fim aborda-se o modelo dinâmico obtido através
da análise das massas girantes, o efeito cortante do vento e o sombreamento da torre.
3.1 Tipos de Turbina Eólica
As turbinas eólicas são dispositivos que transformam a energia cinética do vento em
energia mecânica, conversão esta determinada pelas forças aerodinâmicas do vento. Um
método de classificação das turbinas eólicas é quanto a posição do eixo de giro das pás.
Existem turbinas de eixo vertical e horizontal, sendo o segundo tipo dividido em upwind
(contra o vento) e downwind (a favor do vento), as quais, atualmente, são as mais utilizadas
para geração de energia elétrica, conforme ilustrado nas Figura 3.1 (a) e (b). A posição de giro
das turbinas de eixo vertical é em relação ao solo e estão esboçadas na Figura 3.1 (c).
(MASTERS, 2004)
CAPÍTULO 3MODELOS ESTÁTICO E DINÂMICO DE HAWT E TURBINA MAGNUS 31
(a) (b) (c)
Figura 3.1 − Turbinas de eixo horizontal (HAWT) tipo upwind (a) e downwind (b) e turbinas de eixo vertical (VAWT) (c).
As turbinas de eixo vertical têm como vantagens não necessitar um mecanismo de
direcionamento tornando possível que o maquinário que abriga a nacela (que contém o
gerador, caixa de engrenagem e outras partes) possa ficar ao nível do solo. Esta medida
facilita a manutenção periódica e reduz o peso no topo da torre, acarretando menor custo em
obras de construção civil. Todavia, as desvantagens desta topologia incluem a
impossibilidade de controle da rotação para proteção do gerador, necessitando
obrigatoriamente de um sistema de frenagem. Também por estarem mais próximas ao solo,
são incididas por ventos mais turbulentos e de menores velocidades, além de necessitarem
uma fonte externa de energia para acionar as pás durante a partida. (GASCH; MAURER;
HEILMANN, 2011)
As turbinas de eixo horizontal necessitam estar sempre perpendiculares ao fluxo do
vento, afim de capturar o máximo de energia. Elas são as mais utilizadas para produção de
energia elétrica. As vantagens deste tipo de turbina incluem a alta eficiência, alta densidade de
potência, baixas velocidades no início de operação (denominada por velocidade de cut-in) e
menor custo por unidade de potência. No entanto, apesar da maioria das turbinas instaladas
serem de eixo horizontal, ainda é controversa qual seja a melhor topologia. (MASTERS,
2004)
Baseadas na configuração do rotor em relação à direção do fluxo de vento, as turbinas
de eixo horizontal são divididas em dois tipos, as downwind e as upwind. Nas turbinas
downwind, o vento sopra primeiro na nacela e torre e depois atinge as pás (Figura 3.1 (b)). A
vantagem deste tipo de turbina é a de adotar um formato aerodinâmico na nacela onde o
CAPÍTULO 3MODELOS ESTÁTICO E DINÂMICO DE HAWT E TURBINA MAGNUS 32
próprio vento faz o controle de direção. Porém, o efeito do sombreamento da torre
(identificado na Seção 3.5) é maior nessa configuração, aumentando a fadiga sobre as pás,
reduzindo assim a potência de saída e durabilidade. (MASTERS, 2004) (TONG, 2010)
A maioria das turbinas usadas são upwind, onde o rotor está de frente para o vento
(Figura 3.1 (a)). A principal vantagem deste tipo é que evita a distorção do fluxo quando o
vento passa pela torre e nacela. Além disso, opera mais suavemente e entrega maior potência
em comparação com a topologia downwind, porém exige um controle mais complexo de
alinhamento com o vento (yaw control).
O controle de direção da turbina em relação ao vento, abordado em mais detalhes na
Seção 3.7, consiste basicamente em um sistema de controle de direcionamento da nacela com
a finalidade de alinhar o rotor na mesma direção do vento, maximizando a potência de saída e
minimizando a ação de cargas assimétricas nas pás e na torre. (TONG, 2010)
(FADAEINEDJAD; MOSCHOPOULOS; MOALLEM, 2009)
Outro aspecto construtivo das turbinas de eixo horizontal engloba o número de pás.
Todavia as turbinas com elevado número de pás são comuns em bombeamento d’água e
moagem de grãos. Estas máquinas geralmente necessitam de um elevado torque inicial para
vencer a inércia do equipamento acoplado ao eixo, ainda que não necessitem operar em
elevada rotação. Não obstante, turbinas com múltiplas pás operam em baixa rotação. A
medida que a rotação aumenta, a turbulência causada por uma pá sobre a outra aumenta,
afetando a seguinte, o que acarreta perda de velocidade e potência. Por consequência, quanto
menor a quantidade de pás, menor é a influência mútua e maior pode ser a velocidade da
turbina (MASTERS, 2004).
Ainda existe a turbina Magnus, cujo princípio de funcionamento é baseada no efeito
Magnus. A grande novidade desta turbina é o fato dela possuir cilindros giratórios no lugar
das tradicionais pás das turbinas eólicas convencionais, ilustrada na Figura 3.2. Seu modelo
em regime permanente é descrito na Seção 3.4. O emulador estudado nesta dissertação
apresenta um diferencial importante por incluir também a emulação deste tipo de turbina.
O efeito Magnus é um fenômeno físico no qual um objeto, neste caso um cilindro,
girando em torno de seu eixo imerso em um fluxo de fluido cria uma camada limite de ar ao
redor dele mesmo, induzindo nele um movimento circular. (CORRÊA et al., 2013a)
CAPÍTULO 3MODELOS ESTÁTICO E DINÂMICO DE HAWT E TURBINA MAGNUS 33
c
1
Figura 3.2 − Turbina Magnus. (1) cilindros girantes.
Este fenômeno é um caso particular do princípio de Bernoulli, o qual estabelece que
na face onde a velocidade é maior, a pressão do fluido é menor e onde a velocidade é menor, a
pressão do fluido é maior. Este gradiente de pressão resulta em uma força líquida sobre o
corpo, e consequentemente a rotação, na direção perpendicular ao vetor velocidade relativa
(velocidade do corpo relativo ao fluxo do fluido), como mostra a Figura 3.3. Assim, se o
cilindro se move através do fluido com determinada velocidade, a velocidade do fluido nas
suas proximidades será levemente maior em um lado e menor no outro lado. Isto ocorre
porque a velocidade induzida devido à camada limite é adicionada a velocidade de rotação em
um lado e subtraída desta do outro. (GOŇO; RUSEK; HRABČÍK, 2007) (ZHAO et al., 2012)
ωc
V
LiftDragωc
(a) (b)
Figura 3.3 – Ilustração do efeito Magnus em um cilindro. (a) vista isométrica, (b) vista em corte.
CAPÍTULO 3MODELOS ESTÁTICO E DINÂMICO DE HAWT E TURBINA MAGNUS 34
3.2 Potência do Vento
É conhecido da física clássica que a energia cinética de uma massa pode ser descrita
pela Equação (3.1).
21
2cE m v (3.1)
Sabe-se, também, que a potência é a variação da energia em um determinado intervalo
de tempo. Para as turbinas eólicas, utiliza-se a variação no tempo de uma dada massa de vento
atravessando certa área circular varrida pelas pás da turbina, esboçada na Figura 3.4 e
demonstrada na Equação (3.2). (GASCH; MAURER; HEILMANN, 2011)
21
2c
mec
dE dmP v
dt dt (3.2)
Figura 3.4 − Fluxo de ar através de uma determinada área A.
Considerando que o fluxo médio de um fluido, de densidade ρ e volume V, é definido
pelo produto da velocidade média escoando por uma determinada área ( Q A v ), como
indicado pela Equação (3.3). (FARRET; SIMÕES, 2006)
1 2
2
dm v vA
dt
(3.3)
CAPÍTULO 3MODELOS ESTÁTICO E DINÂMICO DE HAWT E TURBINA MAGNUS 35
Contudo, devido a queda de pressão entre p1 e p2, ocorre uma diferença de velocidade
entre v∞1 e v∞2, acarretando uma diferença na energia cinética que caracteriza a potência
mecânica líquida, expressa em W/m2, estimada pela Equação (3.4).
2 2 1 21 2
1
2 2c
mec
dE v vP Av v
dt
(3.4)
Baseando-se na Equação (3.4), é usual adotar a potência mecânica em função da
velocidade v∞1, com isso obtendo-se a Equação (3.5).
223 2
1 211
111
4c
mec
vdE vP A v
vdt v
(3.5)
Reescrevendo a Equação (3.5) emprega-se o conceito de coeficiente de potência da
turbina (Cp) nas Equações (3.6) e (3.7) para expressar o quão eficiente é a conversão da
energia do vento em energia mecânica. Todavia, se considerar Cp uma função de 2 1v v , seu
valor máximo vai ser quando 2 1 1 3v v , resultando em 16 27 0,5926pC . Este valor é
conhecido como limite de Betz, o qual indica a máxima relação possível de conversão de
energia. (CATANÃ; SAFTA; PANDURU, 2010)
31
1
2mec pP A v C (3.6)
222
211
111
2p
vvC
vv
(3.7)
O processo de conversão da energia cinética do vento em energia mecânica pode ser
melhor descrito utilizando a definição de velocidade na ponta de cada pá (TSR, do inglês Tip
Speed Ratio), definido pela Equação (3.8) como a relação entre a velocidade tangencial da
turbina ( R ) e a velocidade do vento.
T R
V
(3.8)
CAPÍTULO 3MODELOS ESTÁTICO E DINÂMICO DE HAWT E TURBINA MAGNUS 36
Uma turbina eólica pode operar com TSR variando dentro de uma larga faixa. Porém o
coeficiente de potência máximo é obtido apenas para um valor ótimo de λ, que resulta na
máxima eficiência da conversão de energia para dada turbina, correlacionado com
determinada velocidade de vento. A Seção 3.8 introduz alguns dos principais métodos de
rastreamento do ponto de máxima potência (MPPT, do inglês Maximum Power Point
Tracking) aplicados em sistemas de conversão de energia eólica.
3.3 Modelo Estático da Turbina com Eixo Horizontal
A equação genérica usada para modelagem do coeficiente de potência de uma turbina
eólica de eixo horizontal é enunciada pelas Equações (3.9) e (3.10), onde: 1 0,5179c ;
2 116c ; 3 0, 4c ; 4 5c ; 5 -21c e 6 0,0068c são os parâmetros das turbina.
(MOLIN; MERCADO, 2009) (HEIER; WADDINGTON, 2006).
5
21 3 4 6, i
c
pi
cC c c c e c
(3.9)
1
3
1 0,035
0,089 1i
(3.10)
A Figura 3.5(a) ilustra a característica em regime permanente de um aerogerador Cp
versus TSR para diversos ângulos de passos das pás e (b) ilustra a superfície de ,pC
para diversas situações. Através desta figura, é possível distinguir que para cada velocidade
do vento existe um ponto de máxima potência (MPP, do inglês Maximum Power Point).
Assim sendo, para se obter o melhor rendimento do sistema se faz necessário um método de
controle, que resulte na operação com velocidade variável do rotor. Alguns destes métodos
serão descritos na Seção 3.8.
3.4 Modelo Estático para a Turbina Magnus
O aerogerador Magnus (Figura 3.2) é uma turbina de eixo horizontal cuja principal
característica, em relação às turbinas convencionais, é possuir cilindros que giram em seu
próprio eixo ao invés de utilizar as tradicionais pás, assim produzindo o efeito Magnus.
CAPÍTULO 3MODELOS ESTÁTICO E DINÂMICO DE HAWT E TURBINA MAGNUS 37
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
Velocidade de Ponta de Pá
Coe
fici
ente
de
Pot
ênci
a
Cp λ 0( )
Cp λ 1.0( )
Cp λ 2.0( )
Cp λ 5.0( )
Cp λ 10( )
Cp λ 15( )
Cp λ 20( )
λ
(a) (b)
Figura 3.5 – Coeficiente de potência versus Velocidade de ponta de pá para diversos ângulos de passo das pás. (a) β = 0, β = 1, β = 2, β = 5, β = 10, β = 15 e β = 20; (b) Curva da superfície
,pC .
As características das turbinas eólicas com cilindros giratórios dependem de
parâmetros geométricos, cinemáticos e energéticos. Logo, as forças de sustentação podem ser
aprimoradas através da modificação do formato da superfície do cilindro e do controle de sua
velocidade. (BYCHKOV; DOVGAL; SOROKIN, 2008)
A Figura 3.3 identifica as ações das forças de sustentação (lift) e arrasto (drag) geradas
pela rotação de um cilindro imerso em um fluxo de fluido. A força de sustentação pode ser
obtida usando o teorema de Kutta-Joukowski, que resulta na Equação (3.11), onde г é a
circulação do fluido, definido pela Equação (3.12). (LUO; HUANG; WU, 2011)
( )L V (3.11)
22 c cVds r (3.12)
Agrupando as Equações (3.11) e (3.12), sendo c a rotação do cilindro e rc seu raio; a
expressão final para força de sustentação, por unidade de comprimento, é descrita pela
Equação (3.13).
22 cL r V (3.13)
O modelo da turbina Magnus utilizado nesta dissertação é inferido por Barbero et al.
(2010), no qual são avaliados os torques gerados pelas forças de sustentação e arrasto de cada
CAPÍTULO 3MODELOS ESTÁTICO E DINÂMICO DE HAWT E TURBINA MAGNUS 38
cilindro. A potência dispendida por fricção dos cilindros durante a rotação, assumindo um
fluxo laminar do fluido, é expressa pela Equação (3.14), onde Re identifica o número de
Reynolds.
4 30( )
1,32816 Re
cperda c
d R RP T
(3.14)
Assim como nas turbinas convencionais, a turbina Magnus também utiliza o conceito
de TSR especificado pela Equação (3.8). Além deste conceito, analogamente, é usada uma
velocidade relativa para os cilindros (λc), identificada pela Equação (3.15).
cc
r
V
(3.15)
Por consequência, o comportamento do coeficiente de potência da turbina Magnus em
relação ao TSR e a velocidade relativa dos cilindros são interpretados graficamente pela curva
de superfície da Figura 3.6 e equacionados pela Equação (3.16). (CORRÊA et al., 2013b)
40
80
120
160
200
240
.8
1.6
2.4
3.2
4
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
Velocidade Relativa do CilindroVelocidade de Ponta da Turbina
Coe
fici
ente
de
Pot
ênci
a
Figura 3.6 – Coeficiente de potência em função de λ e λc.
CAPÍTULO 3MODELOS ESTÁTICO E DINÂMICO DE HAWT E TURBINA MAGNUS 39
2 3
( )12
L Dp c
T TC n
R V
(3.16)
O modelo de turbina utilizado nesta seção ainda inclui as perdas para o acionamento
dos motores dos cilindros ( acP ), as quais foram especificadas para não ultrapassar 10% da
potência nominal total da turbina (1,9 kW), logo 190 W, resultando num limite de rotação dos
cilindros em 1500 rpm (0,126 W/rpm de perdas). Assim a potência total é dada pela Equação
(3.17).
t mec per acP P P P (3.17)
Uma contribuição paralela a este trabalho é a proposta de um algoritmo de
maximização da potência baseado na otimização da rotação dos cilindros, visto que até então
na literatura só consta para este tipo de turbina apenas a velocidade fixa de rotação dos
cilindros. O controle sugerido é baseado no método hill-climbing com passo dividido,
diminuindo a oscilação, logo a perda de potência, em torno do ponto de máxima potência uma
vez que este foi alcançado. (CORRÊA et al., 2013b) (CORRÊA et al., 2013a)
3.5 Efeito Cortante do Vento e Sombreamento da Torre
Durante o giro das hélices de um aerogerador, a pá que aponta para cima encontra uma
maior velocidade de vento do que a que está apontando para baixo, acabando por receber
ventos em diversas alturas, como esboçado na Figura 3.7 (a). Esta variação da velocidade do
vento em função da altura (h) é chamada de efeito cortante do vento (WS, do inglês Wind
Shear). Um modelo exponencial do efeito cortante do vento, descrito pela Equação (3.18), é
usualmente adotado para descrever esta diferença de velocidade. A variável v∞(hc) é a
velocidade média do vento na altura de referência hc, o expoente α representa rugosidade da
superfície (para o mar ou deserto, α = 0,12; área urbana, α = 0,2). (PENG, 2011)
cc
hv h v h
h
(3.18)
CAPÍTULO 3MODELOS ESTÁTICO E DINÂMICO DE HAWT E TURBINA MAGNUS 40
h
ω
Vventohs
hi
hc
ω ω ω
(a) (b)
Figura 3.7 – Esquema do efeito cortante do vento (a) e sombreamento da torre (b).
Portanto, pulsações de torque são observadas devido às variações periódicas da
velocidade do vento em diferentes alturas das pás. Estas pulsações ocorrem três vezes por
rotação, devido a cada pá da turbina passar pelo ponto de mínimo e máximo vento durante
uma volta. Há aí, também uma redução de torque ao passar em frente à torre, efeito conhecido
como sombreamento da torre, acrescentando mais uma parcela nos harmônicos de terceira
ordem, como esboçado na Figura 3.8 (b).
Assim, o modelo do WS e TS introduzindo harmônicos de 1ª e 3ª ordem de torque é
descrito pela Equação (3.19) e ilustrado graficamente no domínio do tempo pela Figura 3.8
(a), onde A1 = 0,2, A2 = 0,4 e Tturb é torque aerodinâmico da turbina eólica (obtido pelo seu
modelo estático). A Figura 3.8 (b) representa estes efeitos no domínio da frequência, sendo
possível visualizar as componentes espectrais inseridas no torque. (MONFARED; MADADI
KOJABADI; RASTEGAR, 2008) (GUO et al., 2009) (LOPES et al., 2005)
1 31 sen sen 3shear turbT T A t A t (3.19)
3.6 Modelo Dinâmico das Massas Girantes e Compensação de Torque
O modelo dinâmico da turbina inclui a relação de conversão de velocidade através
caixa de engrenagens, esta transmissão ainda possui um coeficiente de amortecimento (ou
coeficiente de fricção) para eixo da turbina e do motor do emulador e o conjunto de inércias
CAPÍTULO 3MODELOS ESTÁTICO E DINÂMICO DE HAWT E TURBINA MAGNUS 41
da turbina, do gerador e do motor CC utilizado no acionamento. Este modelo é obtido
igualando a aceleração do gerador do sistema real ao emulado em laboratório. (GUO et al.,
2009).
0 60 120 180 240 300 360 420 480 540 600 660 7200
0.2
0.4
0.6
0.8
1
1.2
1.4
1.6
Tshear θ( )
Tturb
θ
0 1 2 3 4 50
0.5
1
Tsheari
i
(a) (b)
Figura 3.8 – Torque resultante do efeito do cortante do vento e sombreamento da torre (a) no domínio do tempo e (b) no do domínio da frequência.
O torque mecânico calculado a partir do modelo estático é utilizado como variável de
entrada para o modelo dinâmico. Com isso é possível se emular aerogeradores de maior
inércia que o motor utilizado, apenas alterando o torque que o motor de corrente contínua
produz em resposta a determinada velocidade de vento. (MONFARED; MADADI
KOJABADI; RASTEGAR, 2008)
O diagrama mecânico do sistema real e do sistema emulado é mostrado na Figura 3.9,
onde o significado de cada variável é apresentado na Tabela 3.1.
As equações do movimento das pás em torno do eixo da turbina podem ser obtidas
para ambos os sistemas aplicando a 2ª Lei de Newton. As Equações (3.20) e (3.21) descrevem
as dinâmicas do sistema real e do emulado, respectivamente.
2
gerturb turbger turb ger ger
dT JT nB J
n n dt
(3.20)
germotor ger motor ger motor ger
dT T B J J
dt
(3.21)
CAPÍTULO 3MODELOS ESTÁTICO E DINÂMICO DE HAWT E TURBINA MAGNUS 42
1:n
Tger
ωger
Jger
GI
Jturb
ωturb
Tturb
BturbTger
Jmotor
Tmotor
ωger
Motor CC
GI
Jger
Bmotor
(a) (b)
Figura 3.9 – Modelo mecânico do sistema real (a) e do sistema emulado (b).
Tabela 3.1. Simbologia utilizada na Figura 3.9.
Símbolo Identificação
Jturb Inércia da turbina
ωturb Velocidade da turbina
Tturb Torque da turbina
Bturb Coeficiente de amortecimento do eixo da turbina
1:n Relação de transformação da caixa de engrenagens
ωger Velocidade do gerador
Tger Torque do gerador
Jger Inércia do gerador
Jmotor Inércia do motor CC
Tmotor Torque do motor CC
Bmotor Coeficiente de amortecimento do eixo do motor
Visto que o objetivo do emulador é fornecer ao gerador o mesmo torque que uma
turbina eólica real em pleno funcionamento possuiria, as Equações (3.20) e (3.21) podem ser
reescritas pela Equação (3.22), para representar o torque que o motor CC deverá exercer para
compensar a diferença de inércia e coeficiente de amortecimento.
2
gerturbmotor turb motor turb ger motor
dJT T B nB J
n dt
(3.22)
Pela análise da Equação (3.22) a compensação do torque consiste de duas partes:
compensação da inércia e compensação do coeficiente de amortecimento. A compensação da
CAPÍTULO 3MODELOS ESTÁTICO E DINÂMICO DE HAWT E TURBINA MAGNUS 43
inércia representa o processo dinâmico, visto que dω/dt é zero para uma velocidade constante.
Assim, a diferença de inércia não tem nenhuma influência sobre o efeito da emulação em
regime permanente. Desta forma, a compensação do coeficiente de amortecimento permite
que o gerador acoplado ao WTE receba o mesmo torque e potência de uma WT real. (GUO et
al., 2009) Por conseguinte, o WTE representará com precisão a turbina eólica real se o torque
de acionamento Tmotor for controlado de acordo a Equação (3.22).
A Figura 3.10 detalha a Equação (3.22) representativa do torque de compensação que
o motor deve exercer caso a turbina esteja rodando a determinada velocidade arbitrária
apresentada em (a) e empregando um torque fixo. Em (b) é mostrado a influência do
amortecimento do eixo no torque emulado, ilustrando que quanto maior for o coeficiente de
fricção maior serão as perdas, logo não alcançando o torque ideal. Este fenômeno está
representado na Figura 3.10 pela curva TmotorB(t) em comparação ao torque sem o efeito de
Bturb sintetizado em (b) por Tmotor(t). Também é constatado que quando não houver mudanças
na velocidade, a parcela de compensação da inércia não exerce efeito no torque.
0 11 22 33 44 550
20
40
60
80
100
Rot
ação
[ra
d/s]
ω t( )
t
0 11 22 33 44 558
9.6
11.2
12.8
14.4
16
Rot
ação
[ra
d/s]
Tturb
Tmotor t( )
TmotorB t( )
t Figura 3.10 – Compensação da inércia no modelo dinâmico a uma dada velocidade; (a)Velocidade de rotação do motor; (b) Torque em regime permanente e torque compensado com compensado com e sem amortecimento do eixo.
3.7 Controle de Direção (Yaw control)
As turbinas eólicas de eixo horizontal necessitam de um dispositivo para alinhar seus
rotores na direção do vento, a fim de maximizar a potência de saída e minimizar a ação de
cargas assimétricas nas pás e na torre. Este mecanismo, conhecido como yaw, pode ser
dividido em dois tipos: passivo e ativo. (TONG, 2010) (FADAEINEDJAD;
MOSCHOPOULOS; MOALLEM, 2009)
CAPÍTULO 3MODELOS ESTÁTICO E DINÂMICO DE HAWT E TURBINA MAGNUS 44
No direcionamento passivo a turbina se alinha livremente na direção do vento usando
sua cauda, sem a necessidade de medição de vento. Tal mecanismo é geralmente utilizado em
WT de pequeno porte. Os aerogeradores com configuração downwind são outro exemplo de
aplicação de yaw passivos. (FARRET; PFISCHER; BERNARDON, 2000)
Os mecanismos de yaw ativos são geralmente utilizados em turbinas maiores, com
potência superior a 50 kW, quando então motores e caixas de engrenagens controlam o
direcionamento da nacela para manter a turbina alinhada com o vento. Para isso, geralmente é
montada uma pequena central que mede a velocidade e a direção do vento na parte superior
da torre. Todavia há sistemas de controle sem sensores (sensorless yaw), como apresentado
por Farret; Pfitscher; Bernardon (2001) e Xin; Yanping; Wei (2012).
O desalinhamento do eixo do rotor em relação ao sentido do vento é conhecido como
erro de yaw, esboçado na Figura 3.11, causando perda de potência e provocando vibração na
estrutura mecânica. (FADAEINEDJAD; MOSCHOPOULOS; MOALLEM, 2009)
Todavia a modelagem deste efeito seja complexa e envolva componentes oscilatórias
em mais de uma direção, devido a vibração causada pela incidência assimétrica do vento, a
potência resultante para determinada velocidade vento (v∞), em função do ângulo relativo de
incidência (δ), pode ser simplificada pela decomposição trigonométrica da potência da
turbina, demonstrada na Equação (3.23).
cosyaw turbP P (3.23)
Velocidade Normal do Vento
P(v∞)
VentoVelocidade
Tangencial do Vento
P(v∞δ)
δ
Figura 3.11 – Mecanismo de direcionamento da nacela.
CAPÍTULO 3MODELOS ESTÁTICO E DINÂMICO DE HAWT E TURBINA MAGNUS 45
3.8 Métodos de MPPT em Sistemas de Conversão de Energia Eólica
A energia eólica, ainda que abundante, varia continuamente com a mudança da
velocidade do vento ao longo do dia. A potência de saída de WECS depende da precisão com
que a máxima potência é rastreada, independente do tipo de gerador utilizado.
Os métodos de MPPT podem ser classificados em três principais tipos: controle por tip
speed ratio, controle por realimentação do sinal de potência (PSF, do inglês Power Signal
Feedback) e controle hill-climbing (HCC). Não obstante, Molin e Mercado (2009) propõe o
método perturbação e observação (P&O) aplicado à geração eólica, visto que este algoritmo
de controle é largamente utilizado e prova ser eficiente também em sistemas fotovoltaicos.
A potência para determinada velocidade de vento é máxima numa da dada velocidade
do rotor. Esta é a chamada velocidade ótima (ωopt), como apresentada na Figura 3.12. Esta
velocidade corresponde a um TSR ótimo (λopt) com o qual, a turbina deve operar para
extração da maior potência. (THONGAM; OUHROUCHE, 2011)
0 180 360 540 720 900
300
600
900
1200
1500
Velocidade da Turbina [rpm]
Pot
ênci
a da
Tur
bina
[W
]
Pturb rpm 10( )
Pturb rpm 8( )
Pturb rpm 6( )
Pturb rpm 4( )
rpm
Figura 3.12 – Potência mecânica de uma turbina em função da rotação para diferentes velocidades de vento.
10v m s
8v m s
6v m s
4v m s
CAPÍTULO 3MODELOS ESTÁTICO E DINÂMICO DE HAWT E TURBINA MAGNUS 46
3.9 Resumo do capítulo
Este capítulo abordou, brevemente, alguns dos principais tipos de turbinas eólicas
classificando-as quanto à posição do seu eixo de giro, assim diferenciando as HAWT das
turbinas de eixo vertical. As turbinas de eixo horizontal foram divididas em upwind (contra o
vento) e downwind (a favor do vento), os quais fazem referência a relação à direção do fluxo
de vento incidido nelas.
Devido ao fato de que as turbinas eólicas convertem a energia cinética do vento em
energia mecânica fornecida ao eixo de um gerador, foi abordada neste capítulo a potência
contida em uma determinada massa de ar atravessando uma seção circular, fundamentando,
assim, o limite de Betz, o qual define esta máxima relação de conversão.
Neste capítulo foi discutido analiticamente e demonstrado graficamente o
comportamento dos modelos estáticos de uma HAWT e de uma turbina Magnus,
apresentando as curvas de seu coeficiente de potência. Na turbina de eixo horizontal foi
indicado o desempenho do Cp em função da velocidade de ponta de pá para diversos ângulos
de passo das pás, já na turbina Magnus, avaliou-se, em uma curva de superfície, o coeficiente
de potência com variação na velocidade da turbina e na rotação dos cilindros.
Foi feita uma análise do modelo dinâmico para HAWT levando em consideração o
efeito cortante do vento e sombreamento da torre, que adicionam componentes harmônicos de
primeira e terceira ordem da velocidade no torque calculado pelo modelo estático. O
amortecimento do eixo, a inércia da turbina e a relação de transformação da caixa de
engrenagens são levados em conta quando foi equacionada uma função para compensação da
inércia, permitindo emular máquinas de grande inércia com motores menores.
O efeito do erro de alinhamento da nacela em relação à direção do vento foi
demonstrado na seção 3.7, que, simplificando, decompõe trigonometricamente a potência
disponível.
Esse capítulo ainda salientou alguns dos principais métodos de rastreamento de
máxima potência aplicados em WECS, destacando o controle por tip speed ratio, controle por
realimentação do sinal de potência e controle hill-climbing.
CAPÍTULO 4 TOPOLOGIA DO EMULADOR
PROPOSTO
TOPOLOGIA DO EMULADOR PROPOSTO
Neste capítulo é descrito a plataforma de emulação desenvolvida para esta dissertação.
Para melhor interpretação, a análise do protótipo é apresentada em duas seções: a primeira
descreve a implementação do WTE para as tradicionais turbinas de eixo horizontal e a
segunda conceitua a topologia utilizada para a representação da turbina Magnus.
A descrição do circuito de potência para o acionamento do motor de corrente contínua
e o projeto do controlador da malha de corrente com sua representação no domínio discreto e
implementação digital através do DSP (DSP, do inglês Digital Signal Processor) Texas
Instruments TMS320F28335 também são apresentadas neste capítulo. A modelagem do
motor CC é apresentada no ANEXO A
Não obstante, é importante avaliar o comportamento entre a máquina primária e o
gerador. Assim o modelo do sistema de geração é composto por um PMSG acoplado a um
retificador trifásico não controlado alimentando um conversor buck. Este conversor é
responsável por realizar o MPPT utilizando o controle hill-climbing, destarte regulando a
corrente de carga, logo a velocidade de rotação do gerador. O ANEXO B apresenta os
parâmetros do gerador, bem como as principais características do MPPT.
A estrutura do emulador é implementada através do ambiente virtual de
instrumentação da National Instruments, LabVIEW®, o qual é responsável pelo cálculo do
modelo estático da turbina e disponibiliza a interface gráfica do processo, apresentada ainda
neste capítulo. O LabVIEW®, por meio de uma placa de aquisição da National Instruments
NI-6009, executa a aquisição de dados da velocidade do motor e envia o torque da turbina e a
velocidade do motor através de seu conversor digital-analógico (DAC, do inglês Digital-to-
Analog Converter), ao DSP, servindo as variáveis de entrada para o modelo dinâmico.
CAPÍTULO 4 TOPOLOGIA DO EMULADOR PROPOSTO 48
4.1 Estrutura do Emulador de Turbinas de Eixo Horizontal
A Figura 4.1 apresenta um diagrama de blocos da topologia implementada, na qual
salienta-se que a potência mecânica de uma turbina eólica é calculada através de seu modelo
estático definido pelas Equações (3.9) e (3.10), que têm como entrada os coeficientes,
velocidade ângulo de passo das pás da turbina, bem como a velocidade do vento.
Perfil Vento
Ângulo de Passo das Pás
Gerador Motor CC
V∞
β
ω
Modelo Dinâmico
Lab
VIE
W®
NI-6009
DSP
1:n
Tge r
Jturb
ωturb
Tturb
ωge r
Jge rTurbGIT
ω T
Modelo Estático
T
iaref
ControladorPI
T
Circuito de Potência
Chopper
PIC
®
MPPT
Retificador não Controlado Conversor Buck
Compensação da Inércia
TS e WS
Figura 4.1 – Diagrama de blocos do emulador proposto.
Os programa desenvolvido no LabVIEW® permite a entrada de diversos parâmetros,
tais como: c1, c2, .., c6, que definem o modelo da turbina nas Equações (3.9) e (3.10), ângulo
de passo das pás, direcionamento da nacela em relação a velocidade do vento, que resultará na
decomposição da potência gerada devido ao erro de yaw, equacionado pela Equação (3.23) e
o perfil de vento. A velocidade de rotação da turbina, que determinará o ponto de operação na
curva Cp versus λ é obtida através da placas de aquisição de dados. Com isso é possível o
cálculo da potência mecânica e do torque disponível no modelo estático. Um diagrama de
bloco apresentado as equações envolvidas é esboçado na Figura 4.2.
CAPÍTULO 4 TOPOLOGIA DO EMULADOR PROPOSTO 49
Cp(λ,β)
Modelo Turbina
λ
V∞
Perfil deVento
P= ρ π R2V∞3
Potência VentoPotência Turbina
λV∞ R
β Ângulo de Passo
Sombreamento da Torre
Torque Referência
ω
Compensação Inercia
TorqueTurbina
LabVIEW® DSP
Constante deTorque Motor CC
Corrente
Referência
Km
Conversor
Chopper
Gerador Motor CCConversor
Buck - MPPTModelo Dinâmico
Modelo Estático
Circuito de Potência
12
ω=
Figura 4.2 – Diagrama de blocos detalhado do emulador proposto.
O modelo dinâmico da turbina genérica usa um DSP para exercer as funções de
controle, o qual faz a compensação da inércia por meio da Equação (3.22) e representa o
efeito cortante do vento e sombreamento da torre através da Equação (3.19). Os parâmetros da
turbina utilizados na simulação e emulação são apresentados no ANEXO C.
4.2 Estrutura do Emulador para a Turbina Magnus
A estrutura proposta para emulação da turbina Magnus, analogamente as demais
turbinas, consiste em aplicar um perfil de vento em seu modelo estático, enunciado pela
Equação (3.16). Os parâmetros de entrada do programa são o vento e a velocidade de rotação
dos cilindros. Porém, o programa desenvolvido não só permite o controle manual da
velocidade dos cilindros através de uma interface gráfica, mas também a possibilidade de
ativar um rastreamento do ponto de máxima potência por meio do controle da velocidade dos
cilindros, utilizando o HCC, como proposto em Corrêa et al. (2013b) e Corrêa et al. (2013a) .
O rastreamento de máxima potência através do controle da rotação dos cilindros é uma
das contribuições do presente trabalho, visto que a literatura registra, até o presente momento,
este tipo de turbina operando apenas com velocidade constante dos cilindros. Entretanto,
optou-se por não reproduzir o efeito dinâmico através da compensação da inércia devido a
carência de informações na literatura e a premência de tempo disponível, como os valores de
Jturb, Bturb e 1:n. Também não são representados os efeitos de WS e TS pois, como esta não é
CAPÍTULO 4 TOPOLOGIA DO EMULADOR PROPOSTO 50
uma turbina largamente difundida, não se pode afirmar com certeza se a Equação (3.19) é
válida também neste caso.
Todavia, a representação do modelo estático deste tipo de turbina ainda é inédito,
como WTE. A Figura 4.3 esquematiza o emulador para turbina do tipo Magnus em um
diagrama de blocos.
Perfil Vento
Velocidade dos Cilindros
Gerador Motor CC
V∞
ωc
ω
Controle Corrente de ArmaduraL
abV
IEW
®
NI-6009
DSP
T
Modelo Estático
iaref
ControladorPI
Circuito de Potência
Chopper
PIC
®
MPPT
Retificador não Controlado Conversor Buck
ω
ωc
Constante deTorque Motor CC
Km
MPPT
Figura 4.3 – Diagrama de blocos detalhado do emulador de turbina Magnus proposto.
4.3 Circuito de Potência e Controle do Motor CC
Os motores de corrente contínua têm sido amplamente utilizados em aplicações
industriais de velocidade variável devido à sua característica desejável de velocidade versus
torque e sua simplicidade de controle. (DJATMIKO; SUTOPO, 2001)
Para controlar a velocidade e/ou torque de motores de corrente contínua, basta
controlar as tensões nos terminais do motor, de armadura e/ou de campo. Geralmente
empregam-se conversores CC-CC chaveados, que fornecem uma tensão CC de saída regulada
mesmo com uma tensão CC de entrada pouco regulada. Em comparação com as fontes de
alimentação lineares, estes conversores possuem maior eficiência e densidade de potência. No
chaveamento destas fontes empregam-se dispositivos de estado sólido operando como
interruptores e elementos de armazenamento de energia, incluindo capacitores e indutores,
CAPÍTULO 4 TOPOLOGIA DO EMULADOR PROPOSTO 51
que são utilizados como filtros passa-baixa e para fornecer uma tensão de saída praticamente
livre de ondulações. (GUO, 2007)
Em conversores CC-CC a tensão de saída é uma função da tensão entrada, da razão
cíclica e da corrente de carga. Logo, com eles pode-se ajustar a magnitude das tensões que
entram nos terminais motores, e assim controlar a velocidade e/ou torque do motor. Em
particular, nesta dissertação utilizou-se um conversor do tipo chopper acionado por IGBT
para regular a corrente de armadura do motor, e assim o seu torque, esquematizado na Figura
4.4 (a) que ilustra o seu emprego acoplado ao circuito de armadura do motor CC.
O controle por realimentação de corrente é aplicado aos conversores para ajustar
automaticamente seu duty cycle e obter com alta precisão a tensão ou corrente de saída
desejada. Nesta etapa utiliza-se um controlador proporcional-integral (PI), que garante erro
nulo em regime permanente, operando em malha fechada de corrente cujo projeto é
apresentado na próxima seção.
Vi Vaia
(a)
Retificador não Controlado
Vrede Vi
Rf
Lf
Vf
RaLa
Va ωm
TmTl
ia ea
J, B
if
Ia*PI
(b)
Figura 4.4 – Conversor CC-CC chopper (a) e sua aplicação no controle da tensão de armadura do motor CC (b)
O modelo dinâmico, no caso da HAWT e o estático da turbina Magnus fornecem um
torque de referência a partir da velocidade do vento, que escalonado pela constante de torque
CAPÍTULO 4 TOPOLOGIA DO EMULADOR PROPOSTO 52
do motor serve como corrente de referência para o controle do motor CC. Com isso o DSP
executa uma malha de controle gerando o PWM para a etapa de acionamento do chopper. O
fluxograma de controle é apresentado na Figura 4.5.
Devido à elevada potência do motor utilizado (20 kW), o DSP ainda executa uma
rotina de partida suave antes do início da emulação.
Interrupção do PWM
Partida Suave?
Inicialização dos
Registradores
Sim
Não
ia_ref_pu += 0,1ia_ref_pu < 0,8Sim
Não
Aquisição ADC:ia_pu
Controle PI:ia_ref_pu – ia_pu
delay 3 s
Aquisição ADC:ia_pu
ia_ref_pu
ωturb
Compensação da inércia
Sombreamento da torre e
efeito cortante do vento
Controle PI:ia_ref_pu – ia_pu
Comparador / Ação de controle
Figura 4.5 – Fluxograma de controle executado pelo DSP.
4.4 Projeto do controlador de corrente de armadura
Na Figura 4.6 é apresentada a malha de corrente de armadura, formada por um
controlador PI, CPI(s), um modulador por largura de pulso, MPWM, um sensor de realimentação
para corrente, Hi e a planta do motor, Gia/d.
CAPÍTULO 4 TOPOLOGIA DO EMULADOR PROPOSTO 53
Ia* uPI(s) iaCPI(s)
e(s)MPWM G ia/d
Hi
Figura 4.6 – Representação da malha de corrente.
O projeto do controlador de corrente de armadura baseia-se na ideia de que o sistema
deve apresentar erro nulo em regime permanente e frequência de cruzamento (fcz) em 200 Hz
(definida em duas décadas abaixo da frequência de chaveamento).
Logo, utiliza-se um controlador proporcional-integral cuja característica é garantir erro
nulo em regime permanente para referências constantes, ou seja, elevado ganho CC. Sua
função de transferência é descrita pela Equação (4.1). Para o projeto do controlador deste
motor CC necessita-se uma função de transferência em malha aberta não compensada (TMA,NC)
da planta de controle dada na Equação (4.2). Ao multiplicar CPI por TMA,NC obtém-se a função
transferência em malha aberta compensada (TMA,C), identificada pela Equação (4.3).
( ) PI iPI PI
u s s zC s K
e s s
(4.1)
, /( ) ( )MA NC PWM ia d iT s M G s H (4.2)
, /( ) ( )MA C PI PWM ia d iT s C s M G s H (4.3)
Na Figura 4.7 (a), a TMA,NC destaca-se por possuir pequenos ganhos em baixas
frequências. Assim, a parcela integral do controlador PI favorece o incremento deste ganho
em baixa frequência através de um polo na origem. Contudo, a margem de fase (MF) é obtida
aplicando-se um ganho, KPI, suficiente para TMA,C ser nula na frequência de cruzamento logo
após a alocação de um zero (zi) em duas décadas abaixo da fcz (200 Hz). Portanto, o
controlador CPI(s) é descrito pela Equação (4.4).
1257( ) 0,1745 PI
sC s
s
(4.4)
O comportamento tanto de TMA,NC como de TMA,C são ilustrados pela Figura 4.7 (a) e
(b), respectivamente, na qual (b) evidencia a frequência de cruzamento em 200 Hz e o elevado
CAPÍTULO 4 TOPOLOGIA DO EMULADOR PROPOSTO 54
ganho CC (em frequência zero) do sistema compensado, o que emprega os valores
determinados para o projeto final.
-40
-20
0
20
40
60
80
G.M.: Inf Freq: NaN Stable loop
Gan
ho (
dB)
10-2
100
102
104
106
-90
-60
-30
0
P.M.: 90 deg Freq: 3.52e+007 Hz
Frequência (Hz)
Fas
e (G
raus
)
(a)
-40
-20
0
20
40
60
80
G.M.: Inf Freq: NaN Stable loop
Gan
ho (
dB)
10-2
100
102
104
106
-90
-45
0
P.M.: 133 degFreq: 200 Hz
Frequência (Hz)
Fase
(G
raus
)
(b)
Figura 4.7 – Curvas de saída do controlador da malha de corrente iia(t). (a) resposta em frequência da função transferência em malha aberta da planta não compensada. (b) resposta em frequência do sistema compensado TMA,C(s).
CAPÍTULO 4 TOPOLOGIA DO EMULADOR PROPOSTO 55
A fim de verificar o comportamento do controlador no domínio do tempo, foram
efetuadas simulações no PSIM® aplicando um degrau de referência na corrente de armadura,
detalhada na Figura 4.8. Nela é possível verificar que a corrente de armadura, ia_pu, segue com
bastante precisão a sua referência, ia_ref_pu.
1.6 1.8 2 2.2 2.4Time (s)
0.2
0.4
0.6
0.8
1
1.2ia_ref_pu ia_pu
Figura 4.8 – Resposta ao degrau da corrente de armadura.
4.4.1 Discretização do Controlador e Implementação Digital
A implementação digital de controladores pode ser realizada com a discretização de
um controlador projetado no domínio contínuo ou através de um projeto já em tempo discreto.
Nesta dissertação optou-se por projetar o compensador de corrente no domínio contínuo,
como apresentado na Seção 4.4. Logo para sua implementação em um processador digital de
sinais é necessário um processo de discretização.
A literatura apresenta diversos métodos de discretização, dentre eles os três principais
são: forward difference (conhecido também como forward Euler ou mesmo discretização de
Euler), backward difference e trapezoidal approximation (conhecido também como
aproximação de Tustin’s). Cada método apresenta uma relação característica entre o plano s e
o plano z. Dentre os métodos de discretização relacionados foi utilizado o método de
discretização de Euler por sua simplicidade de implementação e não ter maiores implicações
na qualidade dos resultados. Neste método a sua relação entre o domínio s e o domínio z é
dado pela Equação (4.5), onde Ta representa o período de amostragem. A Figura 4.9 esboça o
mapeamento da região de estabilidade do domínio contínuo (semi-plano esquerdo de 1 em s)
em relação ao domínio complexo do plano z (círculo de raio unitário).
Tempo (s)
CAPÍTULO 4 TOPOLOGIA DO EMULADOR PROPOSTO 56
1 1
a
zs
T z
(4.5)
1
sz
Figura 4.9 – Mapeamento entre o domínio contínuo (s) e domínio complexo (z) através do método backward difference.
Assim, o PI descrito na Equação (4.1), pode ser rearranjado algebricamente pela
Equação (4.6) e discretizado através da relação dada na Equação (4.5), e demonstrado pela
Equação (4.7).
( ) PI i
PI PI PI PI i
u s s zC s K u s s K s z e s
e s s
(4.6)
1 1PI PI i
a a
z zu z K z e z
T T
(4.7)
A fim de implementar o compensador em um DSP, a Equação (4.7) deve ser
representada por uma equação de diferenças, deduzida pela Equação (4.8). Assim, fazendo o
deslocamento no tempo de 1n n , a ação do controlador em função de variáveis de tempo
atual seu valor passado (uPI(n)), é descrito pela Equação (4.9).
1 1PI PI i
a a
z zu z K z e z
T T
→
1 1PI PI PI PI i
a a a a
z zu z u z K e z K z e z
T T T T
→
1 11 1PI
PI PI PI ia a a
Ku n u n e n K z e n
T T T
(4.8)
1 1 1PI PI PI PI i au n u n K e n K z T e n (4.9)
CAPÍTULO 4 TOPOLOGIA DO EMULADOR PROPOSTO 57
No processador digital de sinais utilizado a frequência de amostragem é igual à
frequência de chaveamento do conversor chopper ( 1 20000saT ). Assim, a função de
transferência discreta do controlador substituindo o ganho e o zero da Equação (4.4) na
Equação (4.9) é descrito pela Equação (4.10).
1 0,1745 0,76175 1PI PIu n u n e n e n (4.10)
4.4.2 Interface do Emulador de Turbinas de Eixo Horizontal no LabVIEW®
A Figura 4.10 apresenta a interface gráfica do programa do emulador desenvolvida no
LabVIEW®, a qual permite a entrada dos parâmetros do modelo da turbina, do ângulo de
passo das pás e do ângulo do eixo da turbina relativo ao vento. Não obstante, o aplicativo
possibilita a visualização a curva Cp versus rotação da turbina indicando o ponto emulado, os
dados de rotação do motor CC, rotação da turbina, coeficiente de potência atual e ótimo e os
valores das variáveis enviadas para o DSP.
Na Figura 4.11 e na Figura 4.12 é apresentado programa do cálculo do modelo estático
da turbina de eixo horizontal. Em Figura 4.12(a) é enviado um sinal em nível alto ao DSP,
através da placa de aquisição de dados NI-6009, inicializando a partida suave do motor; na
Figura 4.12 (b) é detalhado o envio ao DSP da corrente de referência para o controle da
corrente de armadura e a rotação atual da turbina para representar o efeito cortante do vento e
a compensação da inércia; Figura 4.12 (c) mostra a leitura dos pulsos do encoder e calcula a
rotação do motor, que através da relação da caixa de engrenagens é obtida a rotação da
turbina; Figura 4.12 (d) identifica a decomposição da potência caso seja modificado o ângulo
de yaw e Figura 4.12 (e) possibilita a aplicação de um perfil periódico de vento.
O cálculo da potência e do torque da turbina, bem como o coeficiente de potência do
modelo estático propriamente dito usa as Equações (3.9) e (3.10) e está indicado pela Figura
4.11.
CAPÍTULO 4 TOPOLOGIA DO EMULADOR PROPOSTO 58
Figura 4.10 – Interface gráfica no LabVIEW® do emulador para turbinas de eixo vertical.
Figura 4.11 – Ambiente virtual de instrumentação, aplicativo desenvolvido.
CAPÍTULO 4 TOPOLOGIA DO EMULADOR PROPOSTO 59
(a)
(b)
(c)
(d)
(e)
Figura 4.12 – Ambiente virtual de instrumentação, aplicativo desenvolvido. (a) tempo de aguardo e sinal de referência ao DSP para partida suave do motor; (b) envio ao DSP da corrente de armadura de referência através da NI-6009; (c) leitura da rotação do moto e conversão da caixa de engrenagens; (d) decomposição da potência devido ao direcionamento da nacela; (e) configuração de um perfil periódico de vento e (f).
CAPÍTULO 4 TOPOLOGIA DO EMULADOR PROPOSTO 60
4.4.3 Interface no LabVIEW® do Emulador para Turbina Magnus
A Figura 4.13 apresenta a interface gráfica do programa do emulador desenvolvida no
LabVIEW®, que permite a visualização da curva de superfície Cp(ωt,ωc) e a curva Cp versus
rotação do cilindro; a segunda curva ainda indica os valores ótimos de ωc e Cp. Não obstante,
também são informados os dados de rotação do motor CC, rotação da turbina, coeficiente de
potência atual e os valores das variáveis enviadas para o DSP.
Figura 4.13 – Interface gráfica no LabVIEW® do emulador para turbina Magnus.
Na Figura 4.14 apresenta-se o programa de cálculo do modelo estático da turbina, o
qual executa uma rotina do MATLAB® contendo as características dos torques de empuxo e
de arrasto da turbina Magnus. O modelo é executado três vezes: para o cálculo dos valores
ótimos de Cp e ωc; para o rastreamento da máxima potência pelo controle da rotação dos
cilindros e para o cálculo do coeficiente de potência utilizado na emulação. O programa,
analogamente ao emulador de HAWT, ainda envia um sinal em nível alto ao DSP através da
placa de aquisição de dados NI-6009, inicializando a partida suave do motor e a corrente de
referência para o controle da corrente de armadura.
CAPÍTULO 4 TOPOLOGIA DO EMULADOR PROPOSTO 61
Figura 4.14 – Ambiente virtual de instrumentação, aplicativo desenvolvido
4.5 Resumo do capítulo
Este capítulo discutiu a plataforma de emulação proposta, dividindo-a em duas seções:
WTE para turbinas de eixo horizontal e a topologia utilizada para a representação da turbina
Magnus. A estrutura implementada utilizou o LabVIEW® para o cálculo do modelo estático,
para aquisição dos dados da velocidade do motor e envio do torque de referência e a
velocidade da turbina para DSP, além de disponibilizar uma interface gráfica do processo.
O modelo dinâmico, composto pela compensação da inércia e sombreamento da torre
foi executado pelo DSP, o qual recebe o torque de referência e a velocidade da turbina em seu
ADC. Com estes dados, o processador digital de sinais calcula o torque compensado e faz o
controle da corrente de armadura.
Foi apresentado o circuito chopper utilizado no acionamento do motor CC, o projeto
do controlador da malha de corrente e sua discretização para implementação no DSP Texas
Instruments TMS320F28335.
Foi explicado o modelo do sistema de geração utilizado, composto por um PMSG
acoplado a um retificador trifásico não controlado alimentando um conversor buck.,
responsável por realizar o MPPT da corrente.
CAPÍTULO 5 ANÁLISE DOS RESULTADOS
ANÁLISE DOS RESULTADOS
Os resultados das simulações aqui apresentados foram obtidos através do software
PSim®, para os quais aplicou-se um perfil de vento variável para verificar o comportamento
dos modelos estático e dinâmico da turbina. Com a análise destes resultados é possível
visualizar a importância da compensação da inércia, através de seu modelo dinâmico.
Este capítulo, para fins de melhor interpretação dos resultados, é dividido em duas
partes: resultados do emulador para HAWT e resultados do emulador para a turbina Magnus.
Não obstante, cada seção compara os resultados simulados com os resultados experimentais.
5.1 Resultados do emulador para Turbina de Eixo Horizontal
Inicialmente é simulado o modelo estático da turbina de eixo horizontal, no qual é
aplicado um perfil com velocidades aleatórias de vento. Após, são mostrados os resultados do
modelo dinâmico da HAWT submetido a variações em degrau de vento, assim verificando a
compensação da inércia. Todos os parâmetros utilizados na simulação e implementação do
protótipo são apresentados na Tabela 5.1, a curva característica da turbina utiliza é detalhada
pela Figura A.7 no ANEXO C.
Neste estudo, os transitórios iniciais foram desprezados e assim a emulação da turbina
tem início a partir do momento que o rotor da turbina já está estabilizado, girando a uma
determinada velocidade inicial.
Para fins de análise dos modelos da turbina são apresentados resultados de simulações
utilizando o gerador síncrono a ímãs permanentes. Estes resultados avaliam o comportamento
da turbina quando o algoritmo de MPPT está em operação e quando há uma carga fixa
puramente resistiva, nos terminais do gerador.
CAPÍTULO 5 ANÁLISE DOS RESULTADOS 63
Tabela 5.1. Parâmetros da turbina de eixo horizontal utilizada.
Identificação Valor
Potência nominal da turbina 500 W
Velocidade nominal do vento 8,10 m/s
Rotação nominal da turbina 530 rpm
Raio da turbina 1,00 m
Densidade do ar 1,22 kg/m3
Momento de inércia 1,47 kg·m2
Amortecimento do eixo da turbina 0,025 N·m·s
Relação da caixa de engrenagens 2
5.1.1 Resultados de Simulação
Os resultados mostrados na Figura 5.1 detalham a simulação do modelo estático da
HAWT como definido na seção 2.3, sem a compensação da inércia. Um perfil de vento é
aplicado ao modelo da turbina e seu comportamento analisado quando acoplada ao PMSG.
Note-se que as variáveis de potência mecânica (apresentada na figura por Pturb_semJcomp),
potência da carga (apresentada na figura por Pcarga_semJcomp) e rotação da turbina
(apresentada na figura por rpm_turb_semJcomp) apresentam um mesmo comportamento das
variações do vento. Na Figura 5.1(c) a potência gerada não se sobrepõe com grande exatidão à
curva da potência disponível da turbina devido à inércia do gerador e motor CC.
A Figura 5.1 ainda ilustra a resposta da turbina perante um perfil aleatório de vento, na
qual a rotação da turbina acompanha esta variação do vento. Assim observando que a potência
mecânica da turbina e a potência gerada dependem da rotação da turbina (visto que a rotação
determina o ponto de operação da turbina na curva Cp versus TSR) e, por consequência,
também acompanhando a variação do vento.
O gerador acoplado à turbina tem sua corrente de carga regulada, operando em seu
MPP, logo disponibilizando para a carga a máxima potência disponível para qualquer
velocidade de vento. Isto é destacado pela característica da potência na carga ser praticamente
a mesma potência mecânica e o Cp apresentar poucas variações, assumindo valores entre 0,46
e 0,48 na maior parte do tempo. Nas simulações são desprezadas as perdas no motor CC e seu
acionamento, no acoplamento mecânico, no gerador e nos circuitos de MPPT.
CAPÍTULO 5 ANÁLISE DOS RESULTADOS 64
O torque (apresentado na figura por Tref_semJcomp) é uma variável que depende
diretamente da potência disponível e da rotação da turbina. Os valores de torque detalhados na
Figura 5.1 foram obtidos com o modelo estático da turbina. Após um escalonamento
matemático este torque é equivalente a uma corrente em p.u. (por unidade), que é apresentada
na figura por iaref_pu_semJcomp.
3.54
4.55
5.56
6.5Vinf
(a)
200250300350400450
rpm_turb_semJcomp
(b)
50100150200250300
Pturb_semJcomp Pcarga_semJcomp
(c)
0.42
0.44
0.46
0.48
Cp_semJcomp
(d)
2
3
4
5
6Tref_semJcomp
(e)
5 10 15 20 25
0.2
0.3
0.4
ia_ref_pu_semJcomp ia_pu_semJcomp
Tempo (s)(f)
CAPÍTULO 5 ANÁLISE DOS RESULTADOS 65
Figura 5.1 – Resultados de simulação para o modelo estático de uma HAWT com perfil suave de vento e PMSG operando em MPPT; (a) perfil de vento; (b) rotação da turbina; (c) potência mecânica e potência gerada; (d) coeficiente de potência; (e) torque de referência e (f) corrente de armadura de referência e medida.
A variável iapu_semJcomp indica a grandeza da corrente de armadura medida,
utilizada como variável de entrada para que controlador PI forneça a ação de controle, a qual
visa erro nulo em regime permanente. Isto pode ser constatado por iaref_pu_semJcomp e
iapu_semJcomp se apresentarem sobrepostos na Figura 5.1 (f).
Na Figura 5.2 pode ser identificado o comportamento de uma HAWT acoplada a um
PMSG com carga fixa de 2 Ω, logo como a corrente do gerador não é regulada, não é
rastreado o ponto de máxima potência; neste caso optou-se por não usar desta sistemática pois
o objetivo não é o controle da turbina, e sim analisar o comportamento e operação geral desta.
Nesta Figura 5.2 é possível verificar que a turbina opera em baixo rendimento, apresentando
coeficiente de potência inferior a 0,40 na maior parte do tempo, não obstante a turbina opera
em velocidade mais elevada, devido a potência demanda pela carga ser menor que a potência
mecânica disponível.
3.54
4.55
5.56
6.5Vinf
(a)
300350400450500550
rpm_turb_semJcomp
(b)
50
100
150
200Pturb_semJcomp Pcarga_semJcomp
(c)
0.25
0.3
0.35
0.4
0.45
Cp_semJcomp
Tempo (s)
CAPÍTULO 5 ANÁLISE DOS RESULTADOS 66
(d)
Figura 5.2 – Resultados de simulação para o modelo estático de uma HAWT perante um perfil suave de vento com PMSG operando fora de MPPT; (a) perfil de vento; (b) rotação da turbina; (c) potência mecânica e potência gerada e (d) coeficiente de potência.
Na Figura 5.2 fica evidente a importância dos estudos de algoritmos de MPPT e sua
aplicação, já que a potência extraída depende da operação da turbina em sua velocidade
ótima, a qual varia em relação ao vento. Não obstante, comparando a potência gerada para
uma carga fixa, Figura 5.2 (c), em relação a uma em MPP, Figura 5.1 (c), pode-se concluir
que a segunda drena em torno de 50% mais potência da que opera fora do ponto de MPP,
fundamentando a relevância dos algoritmos de rastreamento de máxima potência.
A Figura 5.3 detalha os resultados obtidos com a aplicação de um perfil de vento com
variação em degraus. Através desta é possível visualizar o comportamento da rotação da
turbina, da potência gerada e o coeficiente de potência para o modelo estático de uma HAWT.
Esta figura evidencia a variação da velocidade do vento refletindo no aumento ou decréscimo
quase instantâneo (limitado pela inércia do motor CC e gerador) na velocidade da turbina e na
potência gerada. Isto não ocorre em turbinas de médio à grande porte, devido sua elevada
inércia, logo não retratando o comportamento transitório real de uma turbina, que só pode ser
feito pelo modelo dinâmico. O coeficiente de potência apresenta-se praticamente constante,
característica, esta, de operação no ponto de máxima potência. As oscilações apresentadas no
Cp são devidas as variações abruptas na velocidade do vento, fazendo que por frações de
segundo seu TSR assuma valores elevados, em consequência da turbina estar girando em
elevada rotação e logo o vento sofrer uma acentuada queda, como previsto pela Equação
(3.8).
Analisando a Figura 5.4, se visualiza os resultados da emulação de uma turbina de
eixo horizontal incluindo seu modelo dinâmico, que emprega a compensação da inércia. Para
isso aplicou-se uma variação de vento em degraus com a finalidade de se obter uma variação
abrupta, e assim avaliar a influência da inércia da turbina na sua rotação e na potência da
carga. Com a análise desta figura, nota-se que a rotação e a potência não variam
instantaneamente com o vento como previamente detalhado na Figura 5.3. Isso dá-se devido
ao fato da elevada à inércia da turbina conforme discutido na seção 3.6. As variáveis de
velocidade da turbina e potência gerada acompanham a mudança do vento, porém, agora com
certo amortecimento na resposta, comparada à do modelo estático da turbina.
CAPÍTULO 5 ANÁLISE DOS RESULTADOS 67
3
4
5
6
7
Vinf
(a)
100
200
300
400
500
rpm_turb_semJcomp
(b)
0
100
200
300
400Pturb_semJcomp Pcarga_semJcomp
(c)
5 10 15 20 250
0.1
0.2
0.3
0.4
Cp_semJcomp
Tempo (s)(d)
Figura 5.3 – Resultados de simulação para o modelo estático de uma HAWT perante degraus de vento com PMSG operando em MPPT; (a) perfil de vento; (b) rotação da turbina; (c) potência gerada e (d) coeficiente de potência.
A Figura 5.5 mostra com clareza a diferença entre a emulação da turbina utilizando
apenas seu modelo estático e a inclusão do modelo dinâmico. Os resultados de rotação da
turbina e potência na carga do modelo estático (apresentados nesta figura por
rpm_turb_semJcomp e Pcarga_semJcomp respectivamente) são indicados pelas curvas em
preto; já os resultados de rotação da turbina e potência na carga do modelo dinâmico
(apresentados na figura por rpm_turb_Jcomp e Pcarga_Jcomp respectivamente) são descritos
pelas curvas em cinza.
CAPÍTULO 5 ANÁLISE DOS RESULTADOS 68
2
3
4
5
6
7
Vinf
(a)
200
250
300
350
400
450
500
550
rpm_turb_Jcomp
(b)
5 10 15 20 250
50
100
150
200
250
300
350Pcarga_Jcomp
Tempo (s)(c)
Figura 5.4 – Resultados de simulação para o modelo dinâmico de uma HAWT perante um perfil de vento com a compensação da inércia e com PMSG operando em MPPT; (a) perfil de vento; (b) rotação da turbina e (c) potência gerada.
Com a análise desta figura salienta-se o amortecimento da rotação da turbina operando
em seu modelo dinâmico em comparação com a rápida variação do modelo estático, logo
representando o comportamento mais similar possível ao de uma turbina real.
A Figura 5.6 interpreta o comportamento de uma turbina de eixo horizontal com a
adição do efeito cortante do vento e sombreamento da torre, conceituado pela Equação (3.19).
Em (c) é apresentado o torque de referência (apresentado na figura por Tref_semJcomp) para
o cálculo do sombreamento e o torque sombreado (apresentado na figura por Tshear), no qual
é caracterizado pela inserção de harmônicos de primeira e terceira ordem da velocidade,
refletindo em uma referência de corrente com caráter ondulatório, verificado em (d).
CAPÍTULO 5 ANÁLISE DOS RESULTADOS 69
2
3
4
5
6
7
Vinf
(a)
100
200
300
400
500
600
rpm_turb_semJcomp rpm_turb_Jcomp
(b)
5 10 15 20 250
50
100
150
200
250
300
350Pcarga_semJcomp Pcarga_Jcomp
Tempo (s)(c)
Figura 5.5 – Resultados de simulação para o modelo estático e dinâmico de uma HAWT perante um perfil de vento com PMSG operando em MPPT; (a) perfil de vento; (b) rotação da turbina e (c) potência gerada.
Para melhor visualização da atuação do controle na Figura 5.6 (d) é apresentado uma
ampliação no eixo do tempo, identificando a corrente de armadura que responde com o
mesmo comportamento de sua referência, através do controlador PI.
CAPÍTULO 5 ANÁLISE DOS RESULTADOS 70
3.54
4.55
5.56
6.5Vinf
(a)
0
100
200
300
400
500rpm_turb Pcarga
(b)
2
3
4
5
6
Tref_semJcomp Tshear
(c)
5 10 15 20 250.1
0.2
0.3
0.4
0.5ia_ref_pu ia_pu
Tempo (s)
7 7.5 8 8.5 9 9.5 10Time (s)
0.15
0.2
0.25
0.3
0.35
ia_ref_pu ia_pu
(d)
Figura 5.6 – Resultados de simulação para o modelo estático com efeito cortante do vento e sombreamento da torre de uma HAWT perante um perfil de vento com PMSG operando em MPPT; (a) perfil de vento; (b) rotação da turbina e potência gerada, (c) torque modelo estático e torque sombreado e (d) corrente de armadura de referência e medida.
Tempo (s)
CAPÍTULO 5 ANÁLISE DOS RESULTADOS 71
5.1.2 Resultados Experimentais
Os resultados experimentais a seguir são apresentados junto com a respectiva situação
obtida através de simulação no software PSim®. O motor CC do WTE foi acoplado a um
PMSG conectado a um retificador trifásico alimentando um conversor buck com carga
resistiva de 1,15 Ω que executa o MPPT. Os dados de placa do gerador são apresentados na
Tabela A.2 no ANEXO B. As figuras apresentando os resultados experimentais foram obtidas
através de um osciloscópio Tektronix® TDS2014 e destacam no CH1 a tensão entregue à
carga, no CH3 a corrente na carga e no CH4 o comportamento da corrente de armadura do
motor CC.
As Figura 5.7, Figura 5.8, Figura 5.9, Figura 5.10, Figura 5.11, Figura 5.12 e Figura
5.13 apresentam os resultados experimentais (a) e simulados (b) para a emulação de uma
turbina de eixo horizontal com os dados apresentados na Tabela 5.1 para velocidades de vento
de 4,0 m/s, 4,6 m/s, 5,0 m/s, 5,5 m/s, 6,0 m/s, 6,5 m/s e 7,0 m/s.
A Figura 5.7 apresenta os resultados da tensão, corrente na carga e corrente de
armadura para V∞ = 4,0 m/s. A velocidade de operação da turbina resulta em 275 rpm.
3
3.5
4
4.5Vinf
4
6
8
Vcarga Icarga Iarmadura
4.5 5 5.5 6Time (s)
40
60
80Pcarga
(a) (b)
Figura 5.7 – Resultados da emulação de uma HAWT para V∞ = 4,0 m/s, resultando na operação em 275 rpm da turbina. (a) Dados experimentais (b) Simulação.
A Figura 5.8 apresenta os resultados da tensão, corrente na carga e corrente de
armadura para V∞ = 4,6 m/s. A velocidade de operação da turbina resulta em 335 rpm.
Icarga
Vcarga
Iarmadura
Pcarga = 31,2 W
Vcarga_RMS = 7,93 V Icarga_RMS = 6,92 A Iarmadura_RMS = 3,95 A Pcarga_RMS = 54,88 W
Tempo (s)
CAPÍTULO 5 ANÁLISE DOS RESULTADOS 72
4
4.5
5
5.5Vinf
46
8
10
Vcarga Icarga Iarmadura
14.5 15 15.5 16Time (s)
60
80
100
120Pcarga
(a) (b)
Figura 5.8 – Resultados da emulação de uma HAWT para V∞ = 4,6 m/s, resultando na operação em 335 rpm da turbina. (a) Dados experimentais e (b) Simulação.
A Figura 5.9 apresenta os resultados da tensão, corrente na carga e corrente de
armadura para V∞ = 5,0 m/s. A velocidade de operação da turbina resulta em 372 rpm.
44.5
55.5
6Vinf
468
1012
Vcarga Icarga Iarmadura
10 10.5 11 11.5Time (s)
80100120140
Pcarga
(a) (b)
Figura 5.9 – Resultados da emulação de uma HAWT para V∞ = 5,0 m/s, resultando na operação em 372 rpm da turbina. (a) Dados experimentais e (b) Simulação.
A Figura 5.10 apresenta os resultados da tensão, corrente na carga e corrente de
armadura para V∞ = 5,5 m/s. A velocidade de operação da turbina resulta em 413 rpm.
Icarga
Vcarga
Iarmadura
Vcarga_RMS = 11,03 V Icarga_RMS = 9,59 A Iarmadura_RMS = 5,70 A Pcarga_RMS = 105,8 W
Tempo (s)
Pcarga = 105,8 W
Icarga
Vcarga
Iarmadura
Vcarga_RMS = 9,86 V Icarga_RMS = 8,57 A Iarmadura_RMS = 4,97 A Pcarga_RMS = 84,51 W
Tempo (s)
Pcarga = 81,1 W
CAPÍTULO 5 ANÁLISE DOS RESULTADOS 73
4
5
6
7Vinf
68
1012
Vcarga Icarga Iarmadura
18 18.5 19 19.5Time (s)
80120160200
Pcarga
(a) (b)
Figura 5.10 – Resultados da emulação de uma HAWT para V∞ = 5,5 m/s, resultando na operação em 413 rpm da turbina. (a) Dados experimentais e (b) Simulação.
A Figura 5.11 apresenta os resultados da tensão, corrente na carga e corrente de
armadura para V∞ = 6,0 m/s. A velocidade de operação da turbina resulta em 456 rpm.
55.5
66.5
7Vinf
4
8
12
16Vcarga Icarga Iarmadura
9 9.5 10 10.5Time (s)
120160200240
Pcarga
(a) (b)
Figura 5.11 – Resultados da emulação de uma HAWT para V∞ = 6,0 m/s, resultando na operação em 456 rpm da turbina. (a) Dados experimentais e (b) Simulação.
A Figura 5.12 apresenta os resultados da tensão, corrente na carga e corrente de
armadura para V∞ = 6,5 m/s. A velocidade de operação da turbina resulta em 496 rpm.
Icarga
Vcarga
Iarmadura
Icarga
Vcarga
Iarmadura
Vcarga_RMS = 12,72 V Icarga_RMS = 11,06 A Iarmadura_RMS = 6,53 A Pcarga_RMS = 140,7 W
Vcarga_RMS = 14,47 V Icarga_RMS = 12,58 A Iarmadura_RMS = 7,41 A Pcarga_RMS = 182,1 W
Tempo (s)
Tempo (s)
Pcarga = 142,1 W
Pcarga = 195,0 W
CAPÍTULO 5 ANÁLISE DOS RESULTADOS 74
5
6
7
8Vinf
8
12
16
20Vcarga Icarga Iarmadura
4.5 5 5.5 6Time (s)
100150200250300
Pcarga
(a) (b)
Figura 5.12 – Resultados da emulação de uma HAWT para V∞ = 6,5 m/s, resultando na operação em 496 rpm da turbina. (a) Dados experimentais e (b) Simulação.
A Figura 5.13 apresenta os resultados da tensão, corrente na carga e corrente de
armadura para V∞ = 7,0 m/s. A velocidade de operação da turbina resulta em 534,5 rpm.
66.5
77.5
8Vinf
8
12
16
20Vcarga Icarga Iarmadura
15.5 16 16.5 17Time (s)
200250
300350
Pcarga
(a) (b)
Figura 5.13 – Resultados da emulação de uma HAWT para V∞ = 7,0 m/s, resultando na operação em 534,5 rpm da turbina. (a) Dados experimentais e (b) Simulação.
Avaliando a corrente de armadura do motor CC constata-se que está é incrementada a
medida que a turbina é emulada com velocidades maiores de vento, sendo reflexo do maior
torque disponível, logo resultando no acréscimo da potência entregue à carga e elevação na
velocidade da turbina.
Comparando os resultados simulados com os experimentais nota-se certa discrepância,
isto devido o motor CC ter sofrido variação paramétrica ou o ensaio de Martins (1994) fora
Icarga
Vcarga
Iarmadura
Icarga
Vcarga
Iarmadura
Vcarga_RMS = 16,18 V Icarga_RMS = 14,07 A Iarmadura_RMS = 8,20 A Pcarga_RMS = 227,7 W
Vcarga_RMS = 17,88 V Icarga_RMS = 15,55 A Iarmadura_RMS = 9,06 A Pcarga_RMS = 278,1 W
Tempo (s)
Tempo (s)
Pcarga = 251,6 W
Pcarga = 329,8 W
CAPÍTULO 5 ANÁLISE DOS RESULTADOS 75
focado na obtenção das resistências e indutâncias, acarretando uma diferença no valor da
constante de torque utilizado na simulação. A Tabela 5.2 apresenta as diferenças observadas
na potência de carga e corrente de armadura do motor. Apesar da potência na carga diferir em
5,83% e a corrente de armadura em 18,07% os valores experimentais dos simulados, na
Figura 5.14 são sobrepostos os resultados obtidos com o protótipo prático do emulador na
curva característica potência versus rotação.
Tabela 5.2. Comparação entre resultados experimentais e simulados para emulação de uma turbina de eixo horizontal.
V∞ Pcarga (W) Iarmadura (A)
Experimental Simulado Δ Experimental Simulado Δ
4,0 32 54,88 1,72 3,41 3,95 1,16 4,6 82 84,51 1,03 4,72 4,97 1,05 5,0 106 105,8 1,00 4,9 5,7 1,16 5,5 143 140,7 0,98 5,51 6,53 1,19
6,0 195 182,1 0,93 6,11 7,41 1,21
6,5 252 227,7 0,90 6,72 8,2 1,22 7,0 330 278,1 0,84 7,12 9,06 1,27
Média 1,0583 Média 1,1807
A Figura 5.14 ainda apresenta os dados obtidos por LIMA, (2009) quando ensaiou em
um túnel de vento a turbina emulada.
Com a análise da Figura 5.14 é possível concluir que o resultado obtido na emulação
segue a mesma linha de tendência do pontos de máxima potência da curva da turbina, não
obstante, os pontos obtidos não estão sobrepostos à curva pois esta é puramente teórica, não
considerando as perdas no gerador e circuito de carga.
A Figura 5.15 compara resultados na aplicação de um degrau de vento, em (a) de 4,0
m/s para 6,5 m/s, e (b) de 6,5 para 4 m/s. Nesta figura é possível avaliar o incremento na
corrente de armadura (descrita pelo CH1 com ganho de 265,8 mV/A) manifestado pelo
aumento do torque da turbina, e a redução da corrente de armadura refletida na queda do
torque disponível na WT. Esta figura também comprova a velocidade de resposta do PI, que
apresenta um pequeno sobressinal, porém logo estabilizando, sem oscilações, no seu valor
final.
CAPÍTULO 5 ANÁLISE DOS RESULTADOS 76
0,00
50,00
100,00
150,00
200,00
250,00
300,00
350,00
0 100 200 300 400 500 600 700
Potê
ncia
da
Tur
bina
[W
]
Velocidade da Turbina [rpm]
Vento 4,0 m/s
Vento 4,6 m/s
Vento 5,0 m/s
Vento 5,5 m/s
Vento 6,0 m/s
Vento 6,5 m/s
Vento 7,0 m/s
Experimentais Emulador
Experimentais Turbina
Pontos de Máxima Potência
Figura 5.14 – Curva característica de Potência versus Rotação da HAWT emulada com os dados experimentais obtidos através do emulador e com um túnel de vento.
(a) (b)
Figura 5.15 – Resultados experimentais da emulação de uma HAWT para um degrau de vento (a) 6,5 para 4,0 m/s e (b) 4,0 para 6,5 m/s.
Na Figura 5.16 (a) apresenta-se no CH2 o torque de referência com o efeito cortante
do vento e sombreamento da torre para uma rotação de 100 rpm modulado por largura de
pulso. No CH3 é utilizado um filtro passa-baixas de 200 Hz para análise visual de seu
comportamento, o qual apresenta coerência se comparado à Figura 3.8. Na Figura 5.16(b)
ilustra-se a aplicação do efeito de WS e TS para uma HAWT operando sob um vento de 4,0
m/s, rotação de 271 rpm e PMSG operando com carga em MPP.
CAPÍTULO 5 ANÁLISE DOS RESULTADOS 77
(a) (b)
Figura 5.16 – Resultados experimentais de uma HAWT para ilustrar o efeito de sombreamento da torre. (a) torque de referência calculado para 100 rpm e (b) corrente de armadura do motor para V∞ = 4,0 m/s e rotação de 271 rpm.
5.2 Resultados do Emulador para uma Turbina Magnus
O emulador desenvolvido é analisado experimentalmente para diversas velocidades de
vento, comparando a corrente de armadura do motor CC e a potência entregue à carga. Esta
avaliação é feita com os cilindros operando em velocidade fixa. As simulações e análises
quantitativas referentes à turbina Magnus acionando geradores elétricos com velocidades fixa
e variável nos cilindros quando este opera com e sem MPPT tal como enunciadas em Ribeiro
(2014).
Os resultados experimentais obtidos são comparados com a mesma situação em
simulação para a emulação do modelo da turbina Magnus acoplada a um gerador síncrono à
ímãs permanentes alimentando um retificador trifásico conectado a um conversor buck com
carga resistiva de 1,15 Ω que executa o MPPT através do HCC.
As figuras apresentando os resultados experimentais foram obtidas através de um
osciloscópio Tektronix® TDS2014 e destacam as medidas na instrumentação de corrente e
tensão da carga, respectivamente no CH1 e CH2, com ganhos de 5,35 mV/A offset de 65,29
mV e 22,42 mV/V offset de 8,02 mV; o comportamento da corrente de armadura do motor
CC é medido pelo CH4. Os ganhos e aferimento do circuito de instrumentação são
apresentados pelas Figuras Figura A.8 e Figura A.9 no 0.
CAPÍTULO 5 ANÁLISE DOS RESULTADOS 78
5.2.1 Comparação entre Resultados Experimentais e Simulação
A fim de avaliar o comportamento do torque disponibilizado, por consequência a
corrente de armadura do motor CC, amostra-se a turbina Magnus frente a quatro situações de
vento. As Figuras Figura 5.17, Figura 5.18, Figura 5.19 e Figura 5.20 apresentam os
resultados experimentais (a) e os simulados (b) para a emulação de uma turbina Magnus com
os dados apresentados na Tabela 5.3 para velocidades de vento de 3,0 m/s, 4,0 m/s, 5,0 m/s e
6,0 m/s.
Tabela 5.3. Parâmetros da turbina Magnus utilizada.
Identificação Valor
Potência nominal da turbina 1900 W
Velocidade nominal do vento 6,00 m/s
Rotação nominal da turbina 35 rpm
Raio da turbina 2,90 m
Relação da caixa de engrenagens 100
Na Figura 5.17 podem-se visualizar os resultados da tensão, corrente na carga e
torque, demonstrado pela corrente de armadura para V∞ = 3,0 m/s. A velocidade de operação
da turbina resulta em 4,95 rpm.
2
2.5
3
3.5
4Vinf (m/s)
2345678
Vcarga (V) Icarga (A) Iarmadura (A)
13.6 13.8 14 14.2 14.4Time (s)
203040506070
Pcarga (W)
(a) (b)
Figura 5.17 – Resultados da emulação de uma turbina Magnus para V∞ = 3,0 m/s, resultando na operação em 4,95 rpm da turbina. (a) Dados experimentais e (b) Simulação.
Vcarga_RMS = 7,17 V Icarga_RMS = 6,24 A Iarmadura_RMS = 2,77 A Pcarga_RMS = 44,74 W
Tempo (s)
Icarga_RMS = 5,09 A
Vcarga_RMS = 6,00 V
Iarmadura
Pcarga = 30,54 W
CAPÍTULO 5 ANÁLISE DOS RESULTADOS 79
A Figura 5.18 apresenta os resultados da tensão, corrente na carga e corrente de
armadura para V∞ = 4,0 m/s. A velocidade de operação da turbina resulta em 7,70 rpm.
3
3.5
4
4.5
5Vinf (m/s)
2
4
6
8
10
12Vcarga (V) Icarga (A) Iarmadura (A)
4 4.2 4.4 4.6 4.8 5Time (s)
80
90
100
110
120Pcarga (W)
(a) (b)
Figura 5.18 – Resultados da emulação de uma turbina Magnus para V∞ = 4,0 m/s, resultando na operação em 7,70 rpm da turbina. (a) Dados experimentais e (b) Simulação.
A Figura 5.19 apresenta os resultados da tensão, corrente na carga e corrente de
armadura para V∞ = 5,0 m/s. A velocidade de operação da turbina resulta em 9,96 rpm.
4
4.5
5
5.5
6Vinf (m/s)
68
1012141618
Vcarga (V) Icarga (A) Iarmadura (A)
18 18.2 18.4 18.6 18.8 19Time (s)
160180200220240
Pcarga (W)
(a) (b)
Figura 5.19 – Resultados da emulação de uma turbina Magnus para V∞ = 5,0 m/s, resultando na operação em 9,96 rpm da turbina. (a) Dados experimentais e (b) Simulação.
A Figura 5.20 apresenta os resultados da tensão, corrente na carga e corrente de
armadura para V∞ = 6,0 m/s. A velocidade de operação da turbina resulta em 11,13 rpm.
Avaliando a corrente de armadura de armadura do motor CC constata-se que está é
incrementada a medida que a turbina é emulada com velocidades maiores de vento, sendo
Vcarga_RMS = 10,93 V Icarga_RMS = 9,55 A Iarmadura_RMS = 4,71 A Pcarga_RMS = 104,4 W
Tempo (s)
Icarga_RMS = 8,90 A
Vcarga_RMS = 11,0 V
Iarmadura
Pcarga = 97,90 W
Vcarga_RMS = 15,28 V Icarga_RMS = 13,88 A Iarmadura_RMS = 6,35 A Pcarga_RMS = 212,1 W
Tempo (s)
Icarga_RMS = 11,90 A
Vcarga_RMS = 15,4 V
Iarmadura
Pcarga = 183,3 W
CAPÍTULO 5 ANÁLISE DOS RESULTADOS 80
reflexo do maior torque disponível, logo resultando no acréscimo da potência entregue à carga
e elevação na velocidade da turbina.
5
5.5
6
6.5
7Vinf (m/s)
8
12
16
20
Vcarga (V) Icarga (A) Iarmadura (A)
9 9.2 9.4 9.6 9.8 10Time (s)
320330340350360370380
Pcarga (W)
(a) (b)
Figura 5.20 – Resultados da emulação de uma turbina Magnus para V∞ = 6,0 m/s, resultando na operação em 11,3 rpm da turbina. (a) Dados experimentais e (b) Simulação.
Comparando os resultados simulados com os experimentais nota-se uma certa
discrepância. A Tabela 5.4 apresenta as diferenças observadas na potência da carga e corrente
de armadura do motor. Apesar da potência na carga diferir em 18,52% e a corrente de
armadura em 12,10% nos valores experimentais dos simulados, na Figura 5.21 são
sobrepostos os resultados obtidos experimentalmente com o emulador na curva característica
de potência versus rotação da turbina Magnus, para velocidade fixa do cilindro em 100 rad/s.
Tabela 5.4. Comparação entre resultados experimentais e simulados para emulação de uma turbina Magnus.
V∞ Pcarga (W) Iarmadura (A)
Experimental Simulado Δ Experimental Simulado Δ
3,0 30,54 44,74 1,46 3,26 2,77 0,85
4,0 97,90 104,38 1,07 4,29 4,71 1,10
5,0 183,26 212,09 1,16 5,39 6,35 1,18
6,0 333,56 350,97 1,05 6,5 8,83 1,36
Média 1,1852 Média 1,1210
Com a análise da Figura 5.21 é possível concluir que o resultado obtido na emulação
segue a mesma linha de tendência dos pontos de máxima potência da curva da turbina. Não
obstante, os pontos obtidos não estão sobrepostos à curva, pois está é puramente teórica e não
considera as perdas no gerador e circuito de carga.
Vcarga_RMS = 20,09 V Icarga_RMS = 17,47 A Iarmadura_RMS = 8,83A Pcarga_RMS = 350,9 W
Tempo (s)
Icarga_RMS = 15,66 A
Vcarga_RMS = 21,3 V
Iarmadura
Pcarga = 333,5 W
CAPÍTULO 5 ANÁLISE DOS RESULTADOS 81
0,00
50,00
100,00
150,00
200,00
250,00
300,00
350,00
400,00
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
Pot
ênci
a [W
]
Velocidade da Turbina [rpm]
Vento: 3,5 m/s
Vento: 4,0 m/s
Vento: 5,0 m/s
Vento: 6,0 m/s
Experimentais Emulador
Pontos de Máxima Potência
Figura 5.21 – Curva característica de Potência versus Rotação da turbina Magnus emulada com os dados experimentais obtidos através do emulador.
5.3 Resumo do capítulo
Este capítulo apresentou os resultados experimentais e os obtidos em simulação. Na
simulação foi analisado o comportamento do emulador utilizando o modelo de uma HAWT
acoplada a um PMSG operando com carga em MPP e fora de MPP, ficando evidente a
importância de estudos nesta área, visto que houve grande diferença na potência gerada.
O emulador simulado representou o comportamento da turbina de eixo horizontal no
que se refere à rotação, torque e potência gerada para acompanhar as variações de vento. O
modelo dinâmico demonstrou o amortecimento na rotação da turbina, característico da
compensação da inércia quando comparado à simulação apenas do modelo estático.
Os resultados experimentais, tanto para a turbina Magnus, como para a HAWT
emulada evidenciou o aumento e o decréscimo da corrente de armadura do motor CC quando
variado o vento, o que é reflexo da mudança do torque disponível, acarretando alteração na
velocidade do PMSG, logo na potência gerada.
Foram plotados os dados experimentais de rotação da turbina e da potência na carga
junto com a curva característica de potência versus rotação da WT emulada, resultando que os
valores obtidos seguem a mesma linha de tendência dos MPP.
ωc = 100,0 rad/s
CAPÍTULO 6 CONCLUSÃO
CONCLUSÃO
Neste capítulo são apresentadas as principais conclusões desta dissertação, ressaltando
a proposta e seus resultados obtidos, bem como os problemas encontrados. São discutidas a
emulação do modelo estático de turbinas de eixo vertical e a do tipo Magnus. Representa-se
também o comportamento dinâmico das HAWT descrevendo o efeito ocorrido pela da
incidência de diferentes velocidades de ventos em função da altura da torre e empregando o
sombreamento desta pela adição de componentes harmônicas de primeira e terceira ordens na
velocidade no torque da WT.
Para acionar o gerador elétrico no emulador, foi utilizado um motor de corrente
contínua que tem seu torque controlado por um laço de controle proporcional integral visando
obter erro nulo em regime permanente. Sua eficácia foi comprovada na simulação e na
prática, quando aplicado um degrau na velocidade do vento. Esse controlador foi discretizado
e implementado em um processador digital de sinais Texas Instruments® TMS320F28335.
Uma plataforma gráfica e intuitiva foi desenvolvida no LabVIEW®, com o cálculo dos
valores no modelo estático de cada turbina, fornecendo ao DSP os valores de referência de
torque para o controlador da corrente de armadura. Na emulação das HAWT o LabVIEW®,
além de decompor trigonometricamente a potência pelo erro de alinhamento da turbina em
relação ao vento, ainda envia a rotação atual da turbina para o cálculo do efeito cortante do
vento, sombreamento da torre e a compensação da inércia. A compensação da inércia
utilizada permite a representação da dinâmica de turbinas de maior inércia usando pequenas
máquinas, apenas alterando a referência de torque imposto ao gerador.
Nesta dissertação são brevemente comentadas algumas técnicas de maximização de
potência através do controle da corrente do gerador. Entretanto, o controle hill-climbing foi
empregado para regular a corrente de carga do gerador, logo controlando sua velocidade. O
CAPÍTULO 6 CONCLUSÃO 83
HCC também é utilizado na otimização da velocidade de rotação dos cilindros da turbina
Magnus, como proposto por Corrêa et al. (2013b), sendo uma das contribuições deste
trabalho. Além disso, é visível em simulação a importância de o PMSG operar em MPP,
apresentando considerável aumento na potência gerada em comparação a uma carga fixa.
Os resultados obtidos em simulação mostram como o emulador se comporta com uma
HAWT para variações suaves de vento, descrevendo seu modelo estático tanto com MPPT
quando para carga fixa. É exposta também a importância de pesquisas de métodos de controle
dos aerogeradores, visto que a quantidade de energia extraída de um WT depende de quão
preciso é o rastreamento do ponto de máxima potência. Além do mais, o modelo dinâmico
verificou através da aplicação de degraus de vento o amortecimento da resposta da velocidade
da turbina frente a variações abruptas do vento, caracterizando assim a grande inércia dos
aerogeradores.
Os resultados experimentais avaliaram a emulação de uma HAWT e de uma turbina
Magnus conectadas a um gerador de síncrono a ímãs permanentes. Foram evidenciados nostes
a variação da corrente de armadura do motor CC a qual segue o mesmo comportamento do
vento como reflexo da mudança do torque disponível, e logo na potência gerada.
Foram apresentados os gráficos das curvas características de potência versus rotação
das WT emuladas, juntamente com os dados experimentais de rotação da turbina e da
potência na carga obtidos com o WTE. Observa-se que os valores obtidos seguem a mesma
linha de tendência dos pontos de máxima potência, porém não sobrepostos a curva, visto que
as curvas representam a potência da turbina e não consideram as perdas da caixa de
engrenagem, acoplamento e circuito do gerador.
6.1 Contribuições do Trabalho
As contribuições desta dissertação para o estudo dos emuladores referem-se à reunião
num único equipamento da representação dos principais efeitos, quais sejam: o ângulo
relativo entre a nacela e vento, que simplificadamente resultou na decomposição da potência
disponível; a variação do ângulo de passo das pás, pelo cálculo do modelo estático; o efeito
cortante do vento e sombreamento da torre e a compensação da inércia avaliando a relação de
transformação da caixa de engrenagens e amortecimento dos eixos. Além disto, esta
dissertação levou em consideração a relação de transformação da caixa de engrenagem e o
amortecimento do eixo da turbina, quando equacionado o toque que o motor CC deve
executar na compensação da inércia. Este emulador ainda pode analisar situações de
CAPÍTULO 6 CONCLUSÃO 84
diferentes velocidades de vento com o gerador operando com MPPT e fora de seu ponto de
máxima operação.
A representação de uma turbina Magnus operando com velocidade variável nos
cilindros é inédita, até então na literatura, onde pode-se encontrar apenas condições de
velocidade fixa da rotação dos cilindros. Paralelamente a isto em Corrêa et al. (2013a) e
Corrêa et al. (2013b) ainda foi proposto um método de otimização desta velocidade,
comprovado experimentalmente em Ribeiro (2014) ser eficaz no aumento da potência gerada.
6.2 Propostas de trabalhos futuros
Os trabalhos futuros compreendem a avaliação experimental da turbina Magnus
quando operando acoplada a um gerador de indução com excitação através de STATCOM, já
que a máquina de indução é robusta, tem baixo custo, possui alta densidade de potência e é
facilmente encontrada no mercado. Por isto, ela tem se tornadao atrativa para sistemas de
geração de baixo custo. (TRAPP et al., 2012)
A representação do modelo dinâmico das turbinas de eixo horizontal talvez possa ser
aperfeiçoado com a leitura da rotação pelo DSP e pela implementação de um protocolo de
comunicação de dados entre o LabVIEW® e o processador digital de sinais.
Um ensaio criterioso para levantamento dos parâmetros no motor de corrente contínua
possibilitaria uma representação mais fiel de valores de torque impostos ao gerador.
Realizar estudos para verificar o comportamento do WTE desenvolvido nesta
dissertação quando forem acoplados geradores de maior potência.
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ANEXOS
ANEXO A – MODELAGEM DO MOTOR CC
Neste apêndice é apresentado o circuito equivalente do motor de corrente contínua
com excitação independente e seu modelo matemático.
A.1 Motor de Corrente Contínua
As máquinas de corrente contínua podem ser utilizadas como motor ou gerador,
dependendo da aplicação que se pretende. Atualmente, os motores CC vêm sendo substituídos
por máquinas de indução com rotor em gaiola de esquilo. Porém, o motor CC ainda apresenta
características vantajosas que o torna uma opção atraente em determinadas aplicações sob o
ponto de vista da facilidade de implementação do controle de torque e velocidade.
O princípio de funcionamento do motor de corrente contínua baseia-se na interação de
dois campos magnéticos gerados pelo circuito de armadura e pelo circuito de campo. Todavia,
o circuito de campo pode ser substituído por pares de pólos de imãs permanentes. A atração
entre o campo magnético da armadura e o campo magnético do circuito de campo resulta em
um torque. À medida que o rotor gira pela ação dos comutadores cria-se na saída um torque
contínuo.
O circuito equivalente do motor CC com excitação independente é apresentado na
Figura A.1, onde Va, Ra e La são: tensão, resistência e indutância de armadura,
respectivamente. Devido à ação da rotação relativa da armadura em relação ao campo, uma
tensão proporcional a velocidade do motor, que se opõe a Va, é induzida nos enrolamento de
armadura, conhecida como força contra eletromotriz ( a m me k ).
Da análise do circuito da Figura A.1, são obtidas as Equações (A.1) e (A.2), que
descrevem eletricamente o circuito de armadura e o circuito de campo, respectivamente. Não
obstante, pode-se inferir a Equação (A.3) que interpreta o comportamento mecânico do motor
de corrente contínua, onde km é a constante de torque do motor relacionando uma unidade de
corrente com o torque produzido pelo motor.
ANEXO A – MODELAGEM DO MOTOR CC 91
Rf
Lf
Vf
RaLa
Va ωm
TmTl
ia ea
J, B
if
Figura A.1 – Circuito equivalente do motor de corrente contínua com excitação independente.
aa a a a a
diL R i e v t
dt (A.1)
ff f f f
diL v t R i
dt (A.2)
mm a m
dJ k i B
dt
(A.3)
As equações e o circuito acima enunciados podem ser identificados na forma de
diagrama de blocos, detalhado na Figura A.2 (a). Esta análise facilita a interpretação das
funções de transferência que são utilizadas para o projeto do controlador de corrente. Contudo
se uma tensão de campo (Vf) não variável é aplicada ao motor, a corrente de campo (if) torna-
se constante, e o diagrama de blocos pode ser simplificado de acordo com a Figura A.2 (b) e
descrito pela Equação (A.4).
10
10
a m
a aa a a a
m lm m
R ki vi L L L
Tk B
JJ J
(A.4)
Com a identificação dos principais componentes do diagrama de blocos a função
transferência que relaciona a corrente de armadura em função da tensão de armadura é obtida
pela Equação (A.5).
ANEXO A – MODELAGEM DO MOTOR CC 92
Va Ia(s)Km
Tm(s)
Tl(s)
ωm(s)
If(s)Vf(s)
1Ra
+ sLa
1Rf
+ sLf
1B + sJ
Km
(a)
Va Ia(s)Km
Tm(s)
Tl(s)
1B + sJ
Km
ωm(s)1Ra
+ sLa
(b)
Figura A.2 – Diagrama de blocos de um de corrente contínua com excitação independente com (a) corrente de campo variável e (b) corrente de campo constante.
1a
a a a
i s
V s R sL
(A.5)
Visto que o acionamento do motor é feito por um conversor chopper, que através de
sua razão cíclica (D) insere-se um ganho em Va. Logo a Equação (A.5) pode ser reescrita em
função da variável de atuação do circuito, indicada pela Equação (A.6). Por consequência, é
obtida a função transferência que relaciona a razão cíclica (variável de atuação no conversor)
com a variável a ser controlada, assim sendo utilizada no projeto do compensador.
a
a ii
d a a
i s V sG
d s R sL
(A.6)
ANEXO A – MODELAGEM DO MOTOR CC 93
A.2 Dados do Motor CC
O motor CC utilizado nesta dissertação possui potência nominal de 19,4 kW, cujos
parâmetros foram ensaiados em Martins (1994) e apresentados na Tabela A.1.
Tabela A.1. Parâmetros do Motor CC.
Símbolo Valor
Va 500 V
Ra 3,18 Ω
La 14,466 mH
Vf 500 V
Rf 210,5 Ω
Lf 162,136 H
Km 0,72 N·m/A
rpm 1800
Jmotor 0,04 kg.m2
Bmotor 0,0055 N·m·s
ANEXO B – GERADOR À ÍMÃS PERMANENTES E
RASTREAMENTO DO PONTO DE MÁXIMA
POTÊNCIA
Os dados do gerador utilizado são apresentados na Tabela A.2 e foram obtidos através
de um ensaio experimental.
Tabela A.2. Parâmetros do PMSG.
Símbolo Símbolo Valor
Resistência do Estator Rs 0,208 Ω
Indutância do eixo-d Ld 0,1465 mH
Indutância do eixo-q Lq 0,728 mH
Tensão pico-a-pico da constante emf Vpk/krpm 26,16 mV/rpm
Número de pólos P 6
Momento de inércia JPMSG 0,02479 kg·m2
A Figura A.3 apresenta a tensão CA aplicada entre dois terminais (CH1) do PMSG e a
respectiva corrente (CH4) obtida através do osciloscópio Tektronix® TDS2014. Com posse
dos dados experimentais foi simulado a mesma situação no Psim® a fim de validar o ensaio e
utilizar dos mesmos parâmetros em simulação, apresentando na Figura A.4 os valores
simulados de tensão e corrente (V_simulação e I_simulação) comparado aos experimentais
(V_experimental e I_experimental).
ANEXO B– GERADOR À ÍMÃS PERMANENTES E RASTREAMENTO DO PONTO DE MÁXIMA POTÊNCIA 95
Figura A.3 – Tensão aplicada entre dois terminais para ensaio de obtenção dos parâmetros do PMSG (CH1) e corrente (CH4).
0
-1
-2
1
2
V_simulação (V) V_experimental (V)
0.8 0.85 0.9 0.95 1Time (s)
0
-2
-4
-6
2
4
6I_simulação (A) I_experimental (A)
Figura A.4 – Curva de magnetização do gerador de indução ensaiado.
B.3 MPPT através do controle da corrente de carga do gerador
O rastreamento do ponto de máxima potência utilizado nesta dissertação baseia-se no
chaveamento de um conversor buck conectado a um retificador trifásico não controlado
alimentado pelo PMSG.
A razão cíclica da chave do buck (d) é ditada pelo algoritmo hill clibing com passo
fixo, este, através da leitura da tensão e corrente na carga, é responsável por rastrear o ponto
Tempo (s)
ANEXO B– GERADOR À ÍMÃS PERMANENTES E RASTREAMENTO DO PONTO DE MÁXIMA POTÊNCIA 96
de máxima potência, regulando, assim, a corrente do gerador. A Figura A.5 detalha o
fluxograma do HCC implementado em um PIC16F877A.
Figura A.5 – Fluxograma do HCC para rastreamento do ponto de máxima potência através do controle da corrente de carga.
A Figura A.6 detalha o conversor buck atuando como carga em MPPT para o gerador
de indução
Gerador Síncrono à Ímãs
PermanentesConversor Buck
Retificador não Controlado
Rcarga
Lbuck
vcargaMPPTHCC
Cbuck
icarga
Figura A.6 – Conversor buck utilizado como carga para MPPT do gerador.
ANEXO C – PARÂMETROS DA TURBINA DE EIXO
HORIZONTAL
O modelo estático da turbina utilizado nas simulações e no protótipo experimental é
encontrado em Heier e Waddington (2006) e Molin e Mercado (2009), e presente também no
software PSim® e Matlab/Simulink®. As equações que determinam as características do
modelo são apresentadas na seção 3.3. A curva de potência para diversas velocidades de vento
é apresentada na Figura A.7, cujos parâmetros são dados na Tabela 5.1.
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900
100
200
300
400
500
Velocidade da Turbina [rpm]
Pot
ênci
a da
Tur
bina
[W
]
Pturb rpm 8.15( )
Pturb rpm 7.00( )
Pturb rpm 6.00( )
Pturb rpm 5.5( )
Pturb rpm 5.00( )
Pturb rpm 4.50( )
Pturb rpm 4.00( )
rpm
Figura A.7 – Curva característica de potência versus rotação de uma turbina da turbina de eixo horizontal emulada.
ANEXO D – INSTRUMENTAÇÃO BUCK MPPT
A instrumentação de tensão e corrente da carga do conversor buck foram aferidas e
verificada sua linearidade. As Figura A.8 e Figura A.9 apresentam as curvas e as equações
linearizadas obtidas para o sensor de corrente e tensão, respectivamente.
y = 5,3465x + 65,297R² = 0,9995
0,0020,0040,0060,0080,00
100,00120,00140,00160,00180,00
0 5 10 15 20
Tens
ão I
nstr
umen
taçã
o (m
V)
Corrente na Carga (A)
Instrumentação de Corrente
Iload
Linear (Iload)
Figura A.8 – Curva da instrumentação de corrente da carga.
y = 22,417x + 8,0205R² = 0,9999
0,00
100,00
200,00
300,00
400,00
500,00
600,00
0 5 10 15 20 25
Tens
ão I
nstr
umen
tção
(mV
)
Tensão na Carga (V)
Instrumentação de Tensão
Vload
Linear (Vload)
Figura A.9 – Curva da instrumentação da tensão da carga.
ANEXO E – CÓDIGO FONTE DO PROGRAMA DO
CONTROLE DE CORRENTE DE ARMADURA DO
EMULADOR
O código a seguir foi implementado em um DSP Texas Instruments® TMS320F28335
através do ambiente Code Composer® v.3.3.
/*********************************************************************************
Nome: Controle WTE.c
Autor: Leonardo Candido Corrêa
Data: 07/01/2014
Descrição: Neste arquivo são realizadas as aquisições através do ADC e o controle da corrente de armadura do motor CC
*********************************************************************************/
#include "DSP2833x_Device.h" // Peripheral address definitions
#include "F28335_example.h" // Main include file
#include "math.h"
#include "DSP2833x_Var_User.h" // Configurações gerais
#define deltat 1/20000 //Periodo de cada interrupção, utilizado para a derivada da velocidade
#define kmotor 1 //Constante de torque do motorCC
//------------------------------------------------------------------------------
// Declaração de variáveis
//------------------------------------------------------------------------------
// Definição das variáveis medidas
float aquisicao[4] = 0., 0., 0., 0.; // Vetor para armazenar as aquisições realizadas
// Variáveis para buffer
Uint16 i=0;
Uint16 ii = 0;
//Comparador para registrador do PWM (F=20kHz -> TBPRD=3750)
Uint16 comparador = 0;
ANEXO C – PARÂMETROS DA TURBINA 100
//------------- Calibração ADs-------------
//Calibração da aquisição da corrente de armadura
float ia_volts = 0, ia_amp = 0, ia_pu = 0;
float ganho_ia = 9.51/1.7; //ganho da instrumentação (1.7V/9.951A)
float i_base = 16; //utilizando 16A para conversao em pu
//Calibração da aquisição da corrente de referência
float iref_volts = 0, iref_amp = 0, iref_pu = 0;
float ganho_iref = 3; //ganho do envio do LabVIEW - DSP -> 3V equivale a 1pu
// torque max ??Nm(?A): enviado via ganho de
//Calibração da aquisição da corrente de referência
float rot_volts = 0, rot_rad = 0, rot_rpm = 0;
float ganho_rot = 120/3; //120rad/s = 3V, logo ganho=0.025 V/rad/s
//Variáveis do filtro ativo
//float ia_fil = 0, ia_fil_1 = 0, ia_fil_2 = 0, e_ia_fil = 0;
//------------- Fim Calibração ADs-------------
//Variáveis para o calculo do torque de referencia
float rotacao = 0, rotacao_1 = 0, rotacaoRPM = 0;
float Tshear = 0, Tturb = .5;
float Jmotor = 0.02785588, Jturb = 1.25; //Jturb = 7
float Tref = 0;
// Controle das correntes fases a e b
float e_iai; // Erro
float e_iai_1 = 0; // Erro com atraso de uma amostra
float iai; // Corrente interna
float u_iai = 0; // Ação de controle da corrente interna
float iai_ref = 0; // Referência da corrente interna
float u_iai_1 = 0; // Ação de controle da corrente interna com atraso de uma amostra
//------------------------------------------------------------------------------
// Interrupção do timer 4 - Controle
//------------------------------------------------------------------------------
interrupt void EPWM1_INT_ISR(void) // PIE3.1 @ 0x000D60 EPWM1_INT (EPWM1)
// Limpa os flags
EPwm1Regs.ETCLR.bit.INT = 1; // 1 = clears the ETFLG[INT] flag
PieCtrlRegs.PIEACK.all = PIEACK_GROUP3; // Must acknowledge the PIE group
ANEXO C – PARÂMETROS DA TURBINA 101
// Desativa a interrupção do ePWM1
// EPwm1Regs.ETSEL.bit.INTEN = 0;
AdcRegs.ADCTRL2.bit.EXT_SOC_SEQ1 = 1; // Enable external interrupt to ACD start of convertion
ADCstartconv_on; //Seta a GPIO30 em 1 quando inicia a conversao do AD
//verifica que pontos estão sendo convertidos
//------------------------------------------------------------------------------
// Partida Suave
//------------------------------------------------------------------------------
if(GpioDataRegs.GPADAT.bit.GPIO29==1)
// EPwm1Regs.CMPA.half.CMPA = 3750;
if (i>60000 & iref_pu<.8)
iref_pu += .1;
i = 0;
ii = 0;
else
ii = 1;
//-----------------------------------------------------------------------------------
// Conversão A/D - Calibração
//-----------------------------------------------------------------------------------
// Início da conversão A/D via software (S/W)
AdcRegs.ADCTRL2.bit.SOC_SEQ1 = 1;
// Espera o conversor ADC finalizar as conversões
while(AdcRegs.ADCST.bit.INT_SEQ1 == 0);
// Reinicialização do sequenciador do conversor A/D
AdcRegs.ADCTRL2.bit.RST_SEQ1 = 1; // Reinicia SEQ1
AdcRegs.ADCST.bit.INT_SEQ1_CLR = 1; // Limpa o flag da interrupção INT_SEQ1
// Canais utilizados
// | A0 | A1 | A2 | A3 | A4 | A5 | A6 | A7 | B0 | B1 | B2 | B3 | B4 | B5 | B6 | B7 |
// | - | - | - | - | rot | iref | ia | -- | -- | -- | -- | -- | -- | -- | -- | -- |
ANEXO C – PARÂMETROS DA TURBINA 102
// Canais ajustados de forma que as medições sejam realizadas
// na sequencia AD6, AD5 e AD$
aquisicao[0] = (float)(AdcRegs.ADCRESULT0 >> 4); // ADCINA0 -> pino 2, - Corrente Iap
aquisicao[1] = (float)(AdcRegs.ADCRESULT1 >> 4); // ADCINA1 -> pino 4, - Corrente Ian
aquisicao[2] = (float)(AdcRegs.ADCRESULT2 >> 4); // ADCINA2 -> pino 6, - Corrente Ibp
//------------Variáveis em volts do AD-----------
ia_volts = 0.000732421*aquisicao[0];
// iref_volts = 0.000732421*aquisicao[1];
rot_volts = 0.000732421*aquisicao[2];
//-------------------------------------------------
//------------ Variáveis em Amperes e RAD/s -----------
ia_amp = ia_volts*ganho_ia;
// iref_amp = iref_volts*ganho_iref;
rot_rad = rot_volts*ganho_rot;
//-------------------------------------------------
//------------ Variáveis em PU e RPM -----------
ia_pu = ia_amp/i_base;
// iref_pu = iref_amp/i_base;
rot_rpm = rot_rad/0.104716666667;
//-------------------------------------------------
if (ii==1)
iref_volts = 0.000732421*aquisicao[1];
// iref_amp = iref_volts*ganho_iref;
// iref_pu = iref_amp/i_base;
iref_pu = iref_volts/ganho_iref;
ADCstartconv_off; //Seta a GPIO30 em 0 quando termina a conversao do AD
//filtro digital em 200Hz para a corrente
// e_ia_fil = corrente1;
// ia_fil = -0.91582435*ia_fil_2 + 1.9122088*ia_fil_1 + 0.0036155296*e_ia_fil;
// Atualiza as variáveis do filtro
// ia_fil_2 = ia_fil_1;
// ia_fil_1 = ia_fil;
// shear =.5+.5*( sin(0.0196605*i)); //seno de 62.50Hz
ANEXO C – PARÂMETROS DA TURBINA 103
// Referência da corrente com sombreamento e wind shear
Tturb = iref_pu;
// Tturb = .5; //utilizado para capturar fig
// rot_rad = 10; //utilizado para capturar fig
Tshear =Tturb*(1+.2*(sin(rot_rad*i*3.27675/1000))+.4*(sin(3*rot_rad*i*3.27675/1000)));
// Correçao do torque para compensação da inércia
// Tref = Tshear + (Jmotor-Jturb)*(rotacao-rotacao_1)/deltat;
// Atualiza as variáveis de correção da inercia
// rotacao_1 = rotacao;
//------------------------------------------------------------------------------
// Ações de controle da malha de corrente
//------------------------------------------------------------------------------
// Erro
e_iai = iref_pu - ia_pu; // erro da corrente
// e_iai = Tshear - ia_pu; // erro da corrente
// e_iai = Tshear - ia_fil; // erro da corrente
// Ação de controle - Controle da corrente interna
// u_iai = u_iai_1 + 0.1306*e_iai - 0.1305999602*e_iai_1; //PI sisotool fcz=200
u_iai = u_iai_1 + 0.0074914*e_iai - 0.0051566*e_iai_1;
// u_iai = u_iai_1 + .03*e_iai - 0.029*e_iai_1;
// u_iai = u_iai_1 + .03*e_iai;
// Limitação das ações de controle das correntes internas
if(u_iai<0) u_iai = 0;
if(u_iai>1) u_iai = 1;
// Atualiza as variáveis dos controladores
u_iai_1 = u_iai;
e_iai_1 = e_iai;
// EPwm1Regs.CMPA.half.CMPA = 100;
EPwm1Regs.CMPA.half.CMPA = 3750-3750*u_iai;
///Vizualiza variavel no PWM02
// EPwm2Regs.CMPA.half.CMPA = 3750-3750*Tshear;//variavel a vizualiza no pwm 02
// EPwm2Regs.CMPA.half.CMPA = 3750-3750*u_iai;
i++;
//-----------------------------------------------------
ANEXO F – CÓDIGO FONTE DO PROGRAMA DO
MPPT
O código a seguir foi implementado em um PIC16F877A através do ambiente
mikroC® v.5.6.
/*********************************************************************************
Nome: Controle WTE.c
Autor: Leonardo Candido Corrêa
Data: 10/01/2014
Descrição: Neste arquivo são realizadas as aquisições através do ADC e o rastreamento de máxima potência através do hill-clibimb control
*********************************************************************************/
#define cont 14
float pwr, pold, v, i;
int duty, flag;
void main()
unsigned int j,k;
TRISC = 0; // PORTC are outputs (PWM)
TRISA = 0xFF; // PORTA is input
ADCON1 = 0;
PWM1_Init(10000); // Initialize PWM1 module at 10KHz
PWM2_Init(10000); // Initialize PWM2 module at 10KHz
PWM1_Start(); // start PWM1
PWM2_Start(); // start PWM2
PWM1_Set_Duty(110); // Set current duty for PWM1
PWM2_Set_Duty(110); // Set current duty for PWM2
duty = 15;
pold = 0;
flag = 1;
pwr = 0;
for(;;)
for(k=0;k<cont;k++)
v = Adc_Read(0);
ANEXO C – PARÂMETROS DA TURBINA 105
Delay_ms(5);
i = Adc_Read(1);
Delay_ms(5);
pwr += v*i;
pwr=pwr/cont;
//v = ADC_Read(0);
//Delay_ms(5);
// i = ADC_Read(1);
//Delay_ms(5);
//pwr += v*i;
if((pwr<pold) || (duty<=0) || (duty>=255))
flag=-flag;
pold= pwr;
duty+=flag;
pwr=0;
//PWM1_Set_Duty(duty); // Set current duty for PWM1
// PWM1_Set_Duty(120); // Set current duty for PWM1
//Delay_ms(20);
PWM2_Set_Duty(duty); // Set current duty for PWM2
//PWM2_Set_Duty(150); // Set current duty for PWM2
//Delay_ms(20);
//Delay_ms(5);
/*for(j=0;j<10;j++)
PWM1_Set_Duty(255-20*j); // Set current duty for PWM1
PWM2_Set_Duty(55+20*j); // Set current duty for PWM2
Delay_ms(1000);
*/